Bài tập kết cấu bê tông dự ứng lực năm 2024

Trải qua gần một thế kỷ, kể từ khi kết cấu bê tông cốt thép dự ứng lực (BTCT DƯL) được phát minh, thế giới đã chứng kiến nhiều thành tựu tuyệt vời trong lĩnh vực xây dựng công trình, đặc biệt là các công trình cầu bằng kết cấu BTCT DƯL. Từ những kết cấu kiểu dầm giản đơn thi công bằng phương pháp công nghệ truyền thống căng trước trên bệ cố định hoặc căng sau rồi lao lắp vào vị trí, ngày nay với nhiều công nghệ mới tiên tiến như đúc đẩy, đúc hẫng (lắp hẫng), đúc trên đà giáo di động, lắp trên đà giáo di động... có thể xây dựng được những nhịp cầu lớn, vượt xa giới hạn khẩu độ nhịp của dầm giản đơn truyền thống, đem lại hiệu quả rất lớn về các mặt kinh tế, kỹ thuật cũng như vẻ đẹp kiến trúc công trình.

• 1. VÀ ĐÀO TẠO TRƢỜNG ĐẠI HỌC DÂN LẬP HẢI PHÒNG ---- ISO 9001-2008 NGUYỄN ĐÌNH QUẢNG TÍNH TOÁN SÀN, DẦM BTCT ỨNG LỰC TRƢỚC CĂNG SAU THEO TIÊU CHUẨN TCVN 5574: 2012 VÀ TIÊU CHUẨN CHÂU ÂU EUROCODE2 1992-1-1 LUẬN VĂN THẠC SỸ KỸ THUẬT CHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG DÂN DỰNG & CÔNG NGHIỆP MÃ SỐ: 60.58.02.08 NGƢỜI HƢỚNG DẪN KHOA HỌC PGS.TS. LÊ THANH HUẤN HẢI PHÒNG: NĂM 2015
• 2. thời gian học tập và nghiên cứu tại trƣờng Đại học dân lập Hải Phòng, dƣới sự giảng dạy và giúp đỡ tận tình của các thầy cô giao, cán bộ khoa đào tạo sau đại học, sự cố vấn và hƣớng dẫn nhiệt tình của thầy giao hƣớng dẫn khoa học cùng với sự nỗ lực của bản thân tôi đã hoàn thành luận văn tốt nghiệp cao học “ Tính toán sàn, dầm bê tông cốt thép ứng lực trƣớc căng sau theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 và tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode2-1-1” Xin chân thành cảm ơn thầy giáo hƣớng dẫn PGT.TS. Lê Thanh Huân đã tận tình, chu đáo hƣớng dẫn tôi thực hiện luận văn này. Mặc dù đã có nhiều cố gắng để thực hiện đề tài một cách hoàn chỉnh nhất nhƣng do khả năng và thời gian hạn chế nên luận văn không tránh khỏi những thiếu sót. Kính mong nhận đƣợc sự góp ý chân thành của các Giáo sƣ – Tiến sĩ và các bạn đồng nghiệp để luận văn đƣợc hoàn chỉnh hơn Tôi xin chân thành cảm ơn. Tác giả luận văn Nguyễn Đình Quảng
• 3. xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu hoàn toàn do tôi thực hiện, các số liệu, kết quả trong luận văn là trung thực và chƣa từng có ai công bố trong bất kỳ công trình khoa học nào khác. Tác giả luận văn Nguyễn Đình Quảng
• 4. …………………………………………………….Trang Bảng ký hiệu và chữ viết tắt sử dụng trong luận văn …………...7 PHẦN MỞ ĐẦU * Lý do chọn đề tài………………………………………………10 * Mục đích nghiên cứu…………………………………………..10 * Phƣơng pháp nghiên cứu………………………………………11 * Phạm vi nghiên cứu……………………………………………11 * Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài……………………... 11 CHƢƠNG I: TỔNG QUAN VỀ TÔNG CỐT THÉP ỨNG LỰC TRƢỚC VÀ CÁC QUY ĐỊNH CHUNG: 1.1.Tổng quan về bê tông cốt thép ứng lực trƣớc ………………………...12 1.1.1. Công nghệ thiết kế bê tông ứng lực trƣớc: ………………….. 13 1.1.2. Bê tông ứng lực căng trƣớc…………………………………...13 1.1.3. Bê tông ứng lực căng sau……………………………………..14 1.2.Ứng dụng của bê tông ứng lực trƣớc trong và ngoài nƣớc……………14 1.2.1. Ứng dụng kết cấu bê tông ứng lực trƣớc ở ngoài nƣớc ……... 14 1.2.2. Ứng dụng kết cấu bê tông ứng lực trƣớc ở Việt Nam………...15 1.2.3. Hiệu quả kinh tế kỹ thuật …………………………………….15 1.3.Các quy định chung: ………………………………………………….16 1.3.1. Tải trọng ……………………………………………………...16 1.3.2. Tổ hợp tải trọng ……………………………………………... 17 1.3.3. Bê tông ……………………………………………………….19 1.3.4. Cốt thép cƣờng độ cao ………………………………………. 20 1.3.5. Các vật liệu khác ……………………………………………..23 1.4.Yêu cầu cấu tạo dầm, sàn bê tông ứng lực trƣớc ……………………..23 1.4.1. Khoảng cách, lớp bảo vệ cốt thép ……………………………28 1.4.2. Neo …………………………………………………………...29 1.4.3. Nối chồng …………………………………………………….30
• 5. dẫn hƣớng …………………………………………… 31 1.4.5. Cơ cấu ứng suất trƣớc ………………………………………..31 1.5.Nhận xét ………………………………………………………………32 CHƢƠNG II: QUY TRÌNH TÍNH TOÁN THEO CÁC TIÊU CHUẨN 2.1. Quy trình tính toán Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574: 2012 ……… 33 2.1.1.Các phƣơng pháp xác định nội lực và chuyển vị trong kết cấu dầm, sàn phẳng. ……………………………………………………………………..33 2.1.1.1 Phƣơng pháp trực tiếp. ………………………………………34 2.1.1.2. Phƣơng pháp khung tƣơng đƣơng …………………………. 36 2.1.1.3. Phƣơng pháp cân bằng tải trọng …………………………… 37 2.1.1.4. Phƣơng pháp phần tử hữu hạn ……………………………... 38 2.1.2.Xác định chiều dày sàn ……………………………………………..39 2.1.2.1. Hệ dầm sàn phẳng …………………………………………..39 2.1.2.2. Hệ sàn không dầm có mũ cột ……………………………….40 2.1.2.3.Hệ sàn phẳng không dầm ……………………………………40 2.1.3.Lực ứng suất trƣớc…………………………………………………. 41 2.1.3.1. Lực ứng suất trƣớc ………………………………………….41 2.1.3.2. Lực ứng suất trƣớc tối đa …………………………………...42 2.1.3.3. Giới hạn ứng suất trong bê tông …………………………… 42 2.1.3.4. Tải trọng cân bằng …………………………………………. 43 2.1.4.Xác định các tổng hao ứng suất trong bê tông ứng lực trƣớc ……... 43 2.1.4.1. Giá trị giới hạn của ứng suất trƣớc ………………………… 43 2.1.4.2. Các tổn hao ứng suất trong cốt thép căng …………………..43 2.1.4.2.1. Tổn hao do chùng ứng suất trong cốt thép ………………..43 2.1.4.2.2. Tổn hao do chênh lệch nhiệt độ …………………………..44 2.1.4.2.3. Tổn hao do biến dạng của neo đặt ở thiết bị căng ………...45 2.1.4.2.4. Tổn hao ứng suất do ma sát của cốt thép với thành ống ….45 2.1.4.2.5. Tổn hao do ứng suất của cốt căng sau …………………… 45 2.1.4.2.6. Tổn hao do từ biến của bê tông …………………………...45 2.1.4.2.7. Tổn hao do ép cục bộ bề mặt bê tông ……………………. 45
• 6. ứng suất do co ngót bê tông ……………………..46 2.1.4.3. Tổng tổn hao ứng suất. ……………………………………...46 2.1.5.Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 và TTGH 2 ……………………….47 2.1.5.1. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 …………………………….47 2.1.5.2. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 2 …………………………….52 2.2. Quy trình tính toán Tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 1992-1-1 ……….56 2.2.1. Xác định chiều dày sàn …………………………………………….56 2.2.1.1. Xác định chiều dày sàn theo điều kiện chọc thủng …………56 2.2.1.2. Xác định chiều dày sàn theo điều kiện chọc thủng …………63 2.2.2. Xác định các tổng hao ứng suất trong bê tông ứng lực trƣớc ……...65 2.2.2.1. Tổn hao ứng suất do biến dạng tức thời của bê tông ………. 65 2.2.2.2. Tổn hao ứng suất do co ngót bê tông ……………………….66 2.2.2.3. Tổn hao ứng suất do chùng cốt thép ……………………….. 66 2.2.2.4. Tổn hao ứng suất do ma sát ………………………………... 67 2.2.2.5. Tổn hao ứng suất tại neo ……………………………………67 2.2.3. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 và TTGH2 ………………………. 67 2.2.3.1. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 …………………………….67 2.2.3.2. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 2 …………………………….69 2.3. Nhận xét ……………………………………………………………...70 CHƢƠNG III: VÍ DỤ TÍNH TOÁN …………………………………..72 3.1. Tính toán sàn không dầm theo TCVN 5574 – 2012 …………………72 3.1.1. Số liệu ban đầu ………………………………………………..72 3.1.2. Chọn chiều dày bản sàn ……………………………………… 73 3.1.3. Xác định nội lực. Sơ đồ các dải tính ………………………….74 3.1.4. Tính toán cốt thép ……………………………………………. 74 3.1.5. Xác định các tổn hao ứng suất ……………………………….. 75 3.1.6. Tính toán cấu kiện theo TTGH 1 ……………………………..78 3.1.7. Tính toán cấu kiện theo TTGH 2 ……………………………..81 3.2. Tính toán sàn không dầm theo Châu Âu Eurocode 1992-1-1 ………. 90 3.2.1. Số liệu ban đầu ………………………………………………..90
• 7. dày sàn …………………………………………...90 3.2.3. Xác định quỹ đạo cáp và các tổn hao ứng suất ……………….92 3.2.4. Xác định số lƣợng cáp ……………………………………….. 96 3.2.5. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 ………………………………96 3.2.6. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 2 ………………………………99 3.3. Tính toán dầm theo TCVN 5574 – 2012 ……………………………. 101 3.3.1. Số liệu ban đầu ………………………………………………..101 3.3.2. Chọn kích thƣớc tiết diện dầm, sàn …………………………...101 3.3.3. Xác định tải trọng, nội lực …………………………………… 102 3.3.4. Xác định sơ bộ số lƣợng cốt thép căng và thép thƣờng ………103 3.3.5. Xác định các tổn hao ứng suất ……………………………….. 105 3.3.6. Kiểm tra theo TTGH 1 ………………………………………..108 3.3.7. Kiểm tra theo TTGH 2 ………………………………………..108 3.4. Tính toán dầm theo Châu Âu Eurocode 1992-1-1 …………………...116 3.4.1. Số liệu ban đầu ………………………………………………..116 3.4.2. Chọn kích thƣớc tiết diện dầm, sàn, tải trọng ………………... 116 3.4.3. Xác định quỹ đạo cáp và các tổn hao ứng suất ……………….118 3.4.4. Xác định số lƣợng cáp ……………………………………….. 122 3.4.5. Kiểm tra theo TTGH 1 ………………………………………..123 3.4.6. Kiểm tra theo TTGH 2 ………………………………………..124 3.5. Thống kê, so sánh và nhận xét kết quả tính toán dầm, sàn …………..127 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ …………………………………………… 128 TÀI LIỆU THAM KHẢO ……………………………………………….. 130
• 8. VÀ CHỮ VIẾT TẮT TRONG SỬ DỤNG LUẬN VĂN Chữ cái Latinh viết hoa A Diện tích tiết diện ngang Ac Diện tích tiết diện ngang của bê tông Ap Diện tích tiết diện cáp ứng lực trƣớc As Diện tiết tiết diện cốt thép thƣờng As, min Diện tích tiết diện tối thiểu cốt thép Asw Diện tích tiết diện cốt thép chịu cắt D Đƣờng kính trục uốn cốt thép ( để uốn cốt thép) E Hệ quả tác động Ec môđun đàn hồi tiếp tuyến của bê tông Ecd môđun đàn hồi tính toán của bê tông Ecm Môđun đàn hồi cát tuyến của bê tông Ep Môđun đàn hồi tính toán của cốt thép ứng lực trƣớc Es Môđun đàn hồi tính toán của thép EI Độ cứng uốn F Tác đô Fd Giá trị tính toán của tác động Fk Giá trị đặc trƣng của tác động Gk Tác động thƣờng xuyên đặc trƣng I Mômen quán tính của tiết diện bê tông L Chiều dài M Mômen uốn MEd Giá trị tính toán của mômen uốn N Lực dọc trục NEd Giá trị tính toán của lực dọc trục P Ứng lực trƣớc P0 Lực căng ban đầu tại đầu neo cáp Qk Tác động thay đổi đặc trƣng R Độ bền
• 9. giới hạn sử dụng ULS Trạng thái giới hạn độ bền ULT Ứng lực trƣớc V Lực cắt VEd Giá trị tính toán của lực cắt TTGH 1 Trạng thái giới hạn 1 TTGH 2 Trạng thái giới hạn 2 Chữ cái Latinh thường d Chiều dày sàn fck Cƣờng độ chịu nén đặc trƣng của bê tông fcd Cƣờng độ chịu nén tính toán của bê tông fp Cƣờng độ chịu kéo của cáp ứng lực trƣớc fpk Cƣờng độ chịu kéo đặc trƣng của cáp ứng lực trƣớc ft Cƣờng độ chịu kéo của cốt thép ftk Cƣờng độ chịu kéo đặc trƣng của cốt thép fy Cƣờng độ chảy dỏe của cốt thép fyk Cƣờng độ chảy dẻo đặc trƣng của cốt thép fywd Cƣờng độ chảy dẻo tính toán của cốt thép chịu cắt h Chiều cao i Bán kính quán tính k Hệ số l (l hoặc L ) chiều dài nhịp m Khối lƣợng r Bán kính 1/r Độ cong của đoạn cấu kiện t Chiều dày t0 Tuổi của bê tông tại thời điểm chất tải u Chu vi tiết diện ngang bê tông có diện tích Ac x Chiều cao trục trung hòa
• 10. nội lực x, y, z Các tọa độ Chữ cái Hy Lạp thường  Góc; tỷ số  Góc; tỷ số; hệ số  Hệ số riêng A Hệ số riêng cho tác động đặc biệt A Y Hệ số riêng cho bê tông F Hệ số riêng cho tác động F fat,F Hệ số riêng cho tác động gây mỏi fat,F Hệ số riêng cho mỏi của bê tông G Hệ số riêng cho tác động thƣờng xuyên G M Hệ số riêng cho đặc trƣng vật liệu để tính đến các tính chất không chính xác của bản thân đặc trƣng vật liệu, của sai số hình học và mô hình thiết kế P Hệ số riêng cho tác động phối hợp với ứng suất trƣớc p Q Hệ số riêng cho tác động thay đổi S Hệ số riêng cho cốt thép hoặc thép ứng suất trƣớc fat,S Hệ số riêng cho cốt thép hoặc
• 11. Lý do chọn đề tài: Hơn hai mƣơi năm qua, từ khi đổi mới, nền kinh tế của nƣớc ta nói chung và ngành xây dựng nói riêng có nhiều bƣớc phát triển vƣợt bậc. Hàng loạt công trình có vốn đầu tƣ của nƣớc ngoài đã và đang xây dựng ở nƣớc ta, có nhiều công trình đƣợc thiết kế và xây dựng theo tiêu chuẩn châu Âu. Trong xu thế hội nhập và phát triển hiện nay, việc hiểu biết tiêu chuẩn của các nƣớc tiên tiến đối với những ngƣời làm làm công tác kỹ thuật là cần thiết, chúng ta cần nắm bắt các phƣơng pháp thiết kế cung với công nghệ thi công tiên tiến của các nƣớc trên thế giới và khu vực đã công nhận và đang áp dụng rộng rãi tiêu chuẩn Châu Âu. Tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 1992-1-1 là bộ tiêu chuẩn mà các nƣớc Châu Âu thống nhất quy định về quan hệ kích thƣớc kết cấu, phƣơng pháp tính, việc sử dụng vật liệu, biện pháp thi công và quản lý chất lƣợng công trình. Việc xây dựng và áp dụng tiêu chuẩn này đƣợc sự bảo trợ của hội đồng Châu Âu và tiêu chuẩn hóa các để áp dụng cho các nƣớc thuộc Liên minh Châu Âu. Hiện nay bê tông ứng lực căng sau đƣợc ứng dụng ngày càng phổ biến trong các công trình xây dựng. Trong tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 đã ban hành chủ yếu đề cập đến cấu kiện dầm bê tông cốt thép ứng lực trƣớc và lãnh đạo ngành đang đặt vấn đề coi bộ tiêu chuẩn Châu Âu là một trong những tài liệu tham khảo chính. Bê tông ứng suất trƣớc là những kết cấu đƣợc sử dụng rộng rãi ở trên thế giới và các nƣớc trong khu vực. Tuy nhiên mỗi tiêu chuẩn, quy phạm có phƣơng pháp tính toán, cấu tạo khác nhau. Với luận văn này, tác giả đề cập tới một số vấn đề của phƣơng pháp tính toán cấu kiện bê tông ứng suất trƣớc theo các tiêu chuẩn đã nêu trên. * Mục đích nghiên cứu Nghiên cứu đề tài này, nhằm tìm hiểu sâu thêm kiến thức cơ bản của các vấn đề tính toán khung bê tông ứng lực trƣớc căng sau trong nhà cao tầng theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 và tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 1992-1-1.
• 12. ra nhận xét, so sánh những điểm giồng, khác nhau giữa các phƣơng pháp tính toán để hiểu rõ bản chất trong mỗi phƣơng pháp tính. Tìm hiểu, nghiên cứu công thức tính của mỗi tiêu chuẩn đã đƣa ra, hiểu đƣợc bản chất công thức, phƣơng trình cơ bản từ đó vận dụng giải các bài toán cụ thể thƣờng gặp. Tìm hiểu các quy trình thiết kế khung bê tông cốt thép ứng lực theo từng loại tiêu chuẩn từ đó so sánh rút ra các mặt mạnh yếu của từng phƣơng pháp thiết kế. * Phƣơng pháp nghiên cứu Lý thuyết, các tiêu chuẩn thiết kế và các tài liệu liên quan * Phạm vi nghiên cứu Tính toán khung bê tông cốt thép ứng lực trƣớc căng sau trong nhà cao tầng theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 và tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 1992-1-1, so sánh rút ra các mặt mạnh yếu của từng tiêu chuẩn. * Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài Bê tông ứng lực đã đƣợc ứng dụng nhiều trong nƣớc nhƣng những tiêu chuẩn thiết kế, hƣớng dẫn kỹ thuật kết cấu bê tông ứng lực còn thiếu. Với việc sử dụng các công nghệ mới, các tiêu chuẩn thiết kế nƣớc ngoài nên việc nghiên cứu, tìm hiểu các tiêu chuẩn nƣớc ngoài để ứng dụng vào trong nƣớc là cần thiết Đề tài sẽ nghiên cứu 2 tiêu chuẩn thiết kế để nêu ra những ƣu nhƣợc điểm của các tiêu chuẩn để áp dụng vào thực tế ở Việt Nam
• 13. QUAN VỀ KẾT CẤU DẦM SÀN VÊ TÔNG CỐT THÉP ỨNG LỰC TRƢỚC VÀ CÁC QUY ĐỊNH CHUNG 1.1. Tổng quan về sàn bê tông cốt thép ứng lực trƣớc Kết cấu bê tông ứng lực trƣớc đƣợc thực hiện theo 2 công nghệ khác nhau tùy thuộc vào phƣơng thức sản xuất và thi công. Đó là công nghệ căng trƣớc và công nghệ căng sau. Kết cấu bê tông ứng lực trƣớc đƣợc nghiên cứu và ứng dụng ở Việt Nam khá sớm, từ những năm 60 thế kỷ XX. So với kết cấu bê tông cốt thép thƣờng ƣu điểm nổi bật của kết cấu bê tông ứng lực trƣớc là: - Làm tăng độ cứng của kết cấu do vậy cho phép giảm đƣợc kích thƣớc, tiết diện, giảm đƣợc trọng lƣợng bản thân kết cấu và vƣợt đƣợc các khẩu độ lớn. - Có khả năng khống chế sự hình thành vết nứt và độ võng - Tiết kiệm đƣợc vật liệu bê tông và cốt thép do việc sử dụng vật liệu cƣờng độ cao. - Trọng lƣợng bản thân dầm sàn đƣợc giảm nhẹ. Bề dày sàn giảm xuống còn khoảng 50-80% bề dày của sàn bê tông cốt thép bình thƣờng với cùng kích thƣớc nhịp và điều kiện tải trọng. Khối lƣợng cốt thép cũng đƣợc giảm mạnh nhƣng bù vào đó thì thép cƣờng độ cao rất lớn ( gấp 3-4 lần thép xây dựng bình thƣờng ) nên chi phí về cốt thép không thay đổi bao nhiêu. - Tiến độ thi công trung bình 7-10 ngày/tầng cho diện tích xây dựng 400- 500m2/sàn. Công tác ván khuôn khá đơn giản nhất là với loại sàn không dầm đƣợc sử dụng chủ yếu trong nhà cao tầng có sàn ứng lực trƣớc. Phƣơng pháp tạo ứng lực trƣớc trong sàn - Các sàn bê tông ứng lực trƣớc ở Việc Nam hiện nay thƣờng dùng phƣơng pháp căng sau ( post – tension ) có hoặc không dính kết. Cho đến nay nhiều công trình cao tầng, các công trình công nghiệp, công trình công cộng đã và đang đƣợc các đơn vị thiết kế xây dựng trong nƣớc dùng công nghệ bê tông ứng lực trƣớc ngày càng có hiệu quả
• 14. thiết kế bê tông ứng lực trƣớc: Bê tông ứng lực trƣớc là bê tông, trong đó thông qua lực nén trƣớc để tạo ra và phân bố một lƣợng ứng suất bên trong phù hợp nhằm cân bằng với một lƣợng mong muốn ứng suất do tải trọng ngoài gây ra. Với các điều kiện bê tông ứng lực trƣớc, ứng suất thƣờng đƣợc tạo ra bằng cách kéo thép cƣờng độ cao. Ứng lực trƣớc chính là việc tạo ra cho kết cấu một cách có chủ ý các ứng suất tạm thời nhằm tăng cƣờng sự làm việc của vật liệu trong các điều kiện sử dụng khác nhau. Chính vì vậy bê tông ứng lực trƣớc trở thành một sự kết hợp lý tƣởng giữa hai loại vật liệu hiện đại có cƣờng độ cao. So với bê tông cốt thép thƣờng, bê tông ứng lực trƣớc có các ƣu điểm cơ bản sau: - Cần thiết và có thể dùng đƣợc có cƣờng độ cao. - Ứng suất trong thép thông thƣờng giảm từ 100 đến 240 Mpa, nhƣ vậy đề phần ứng suất bị mất đi chỉ là một phần nhỏ của ứng suất ban đầu thì ứng suất ban đầu của thép phải rất cao, vào khoảng 1200 đến 2400 Mpa. Để đạt đƣợc điều này thì việc sử dụng thép cƣờng độ cao là thích hợp nhất. - Có khả năng chống nứt cao hơn ( do đó khả năng chống thấm tốt hơn ). Dùng bê tông ứng lực trƣớc ngƣời ta có thể tạo ra các cấu kiện không xuất hiện các khe nứt khi chịu tải trọng sử dụng. - Có độ cứng lớn hơn ( do đó có độ võng và biến dạng bé hơn ) 1.1.2. Bê tông ứng lực trƣớc căng trƣớc Công nghệ căng trƣớc đƣợc thực hiện bằng phƣơng pháp căng các loại cốt thép cƣờng độ cao đặt trong phạm vi ván khuôn đúc cấu kieenjn. Cốt đã đƣợc căng phải đƣợc neo và chốt hai đầu vào 2 mố tuyệt đối cứng theo phƣơng tác động của lực căng. Sau đó tiến hành đổ bê tông. Khi bê tông đạt 80-90% cƣờng độ chịu nén thiết kế mới đƣợc cắt hai đầu cốt căng khỏi mố neo. Công nghệ căng trƣớc khi đổ bê tông thƣờng đƣợc sử dụng trong các xƣởng hoặc bãi đúc sẵn các sản phẩm bê tông lắp ghép. Sử dụng công nghệ căng trƣớc trong các công xƣởng cho phép sản xuất hàng loạt các cấu kiện với
• 15. kiểm soát chặt chẽ. Nếu bê tông đƣợc chƣng hấp trong điều kiện nhiệt - ẩm cao thì sau 24 đến 36 giờ bê tông có thể đạt mọi cấp độ bền thiết kế. 1.1.3. Bê tông ứng lực trƣớc căng sau Tùy thuộc vào thể loại kết cấu, loại cốt thép và phƣơng pháp thi công trong công nghệ căng sau còn đƣợc phân biệt nhƣ sau: - Phƣơng pháp căng ngoài kết cấu - Phƣơng pháp căng sau dùng cáp có bám dính ( cáp để trần ) - Phƣơng pháp căng sau dùng cáp không bán dính ( cáp có vỏ bọc ) - Phƣơng pháp gây ứng lực trƣớc không toàn phần 1.2. Ứng dụng của bê tông ứng lực trƣớc trong va ngoài nƣớc 1.2.1. Ứng dụng kết cấu bê tông ứng lực trƣớc ở ngoài nƣớc Tại châu Âu kết cấu bê tông ứng lực phát triển nhanh chóng ở Pháp, Bỉ rồi đến Anh, Đức, Thụy Sỹ. Trong gần 500 cầu đƣợc xây dựng ở Đức 1949 đến 1954 có 350 cây cầu bê tông ứng lực trƣớc. Ở Liên Xô trƣớc đây và Cộng hòa Liên bang Nga hiện nay có cấu kiện bê tông đúc sẵn nhƣ tấm sàn từ 6m, dầm, dàn khẩu độ lớn từ 18m trở lên đều quy định chung dùng bê tông ứng lực trƣớc Trung tâm thƣơng mại Quốc tế HongKong Tòa nhà baitokesky ở Thái Lan Ở Châu Á, nhất là các nƣớc trong khu vực, các kết cấu bê tông ứng lực trƣớc đƣợc ứng dụng phổ biến một phần nhờ sản xuất đƣợc loại thép cƣờng độ cao, các loại cáp ứng lực trƣớc, các loại neo và phụ kiện kèm theo phù hợp với tiêu chuẩn tiên tiến có giá thành hợp lý nhƣ Trung Quốc, singapore, Thái Lan…. Chẳng hạn ở inddonêxia có tới 80 khối lƣợng kết cấu nhà cao tầng
• 16. bê tông ứng lực trƣớc. Nhiều ngôi nhà 30-40 tầng xây dựng ở thái lan đƣợc sử dụng bê tông ứng lực trƣớc. 1.2.2. Ứng dụng kết cấu bê tông ứng lực trƣớc ở Việt Nam Kết cấu bê tông ứng lực trƣớc đƣợc nghiên cứu ứng dụng ở Việt Nam khá sớm, từ những năm 60 thể kỷ XX. Cầu Phủ Lỗ và các cấu kiện chịu lực nhà máy đóng tàu Bạch Đằng là những công trình ứng dụng công nghệ bê tông ứng lực trƣớc đầu tiên do các nhà thiết kế và xây dựng Việt Nam thực hiện từ những năm đó. Tuy nhiên do hoàn cảnh chiến tranh nên không có điều kiện tiếp tục nghiên cứu và phát triển công nghệ này. Từ những năm 80 thế kỷ trƣớc đến nay, công nghệ bê tông ứng lực trƣớc đã lại du nhập vào Việt Nam và phát triển nhanh chóng với trình độ tiên tiến thế giới. Một số công trình có sử dụng hệ kết cấu bê tông ứng lực trƣớc nhƣ: Trung tâm thƣơng mại chợ Mơ, trụ sở Vinaconex 9, các cầu bắc qua sông lớn nhƣ cầu Cổ Chiên ở Trà Vinh, cầu Bãi Cháy, Sông Hậu, Sông Gianh, Sông Tiền, Trừ nhịp giữa dùng kết cấu giây văng, các nhịp còn lại dùng bê tông ứng lực trƣớc căng sau. Chung cƣ cao tầng cũng nhƣ nhiều tòa nhà cao ốc đƣợc xây dựng tại thành phố Hồ Chí Minh, Đà Nẵng, Vinh, Vũng Tầu ….. TT thƣơng mại chợ mơ Trụ sở Vinaconex 9 Cầu Cổ Chiên 1.2.3. Hiệu quả kinh tế kỹ thuật Qua thời gian sử dụng kết cấu dầm sàn ứng lực trƣớc căng sau trong xây dựng nhà nhiều tầng và các công trình xây dựng khác trong nƣớc cho thấy:
• 17. sử dụng các lƣới cột mở rộng đồng thời tăng chiều cao hữu ích tầng nhà tạo điều kiện thuận lợi cho các giải pháp kiến trúc, kết cấu và không gian sử dụng. - Nâng cao khả năng chịu lực ( chống uốn và chống nứt ) của kết cấu mà không tăng chi phí vật liệu so với kết cấu bê tông thƣờng ( trọng lƣợng thép giảm trung bình 50%, bê tông giảm 10-15%) - Góp phần giảm nhẹ trọng lƣợng kết cấu và tải trọng truyền xuống móng. Điều này thực sự có ý nghĩa khi số tầng càng nhiều và lƣới cột càng mở rộng. - Giảm chi phí ván khuôn, cây chống và rút ngắn đáng kể thời gian thi công kết cấu sàn và công trình.. Tuy nhiên sử dụng kết cấu bê tông ứng lực trƣớc nói chung và công nghệ căng sau nói riêng đều đòi hỏi các nhà tƣ vấn thiết kế, nhà thầu giám sát, nhà thầu xây dựng cần có kiến thức và kinh nghiệm nhất định mới mang lại hiệu quả mong muốn. 1.3. Các quy định chung 1.3.1. Tải trọng Kết cấu bê tông ứng lực trƣớc đƣợc tính toán theo hai trạng thái giới hạn - Trạng thái giới hạn về khả năng chịu lực của cấu kiến: Khi kết cấu không còn khả năng chịu lực và bắt đầu bị phá hoại mất ổn định, hƣ hỏng do mỏi của vật liệu. - Trạng thái giới hạn về sử dụng bình thường: Đảm bảo cho cấu kiện kết cấu không bị biến dạng, vồng, võng, nứt với các giá trị không vƣợt quá các giá trị đƣợc qui định trong giai đoạn chế tạo cũng nhƣ trong giai đoạn sử dụng. Tính toán trong lý thuyết trạng thái giới hạn phải kể đến những sai lệch có thể sảy ra trong thiết kế bằng cách đƣa vào hệ số an toàn riêng đối với tải trọng f. Giá trị tải trọng dùng để thiết kế sẽ là: Tải trọng thiết kế = Tải trọng đặc trƣng  Hệ số riêng f
• 18. số riêng đối với tải trọng khi tính toán theo TTGH nhứ nhất Dùng khi Tải trọng thƣờng xuyên Gk Tải trọng tạm thời chính Gk,l Tải trọng tạm thời chính Gk,i Bất lợi Có lợi Bất lợi Có lợi Bất lợi Có lợi a) Kiểm tra ổn định tĩnh học của kết cấu 1,1 0,9 1,5 0 1,5 0 b) Thiết kế các cấu kiện ( không kể tác động của đất) 1,35 1,00 1,5 0 1,5 0 c) Tính toán cùng một lúc cả hai trƣờng hợp a và b 1,35 1,15 1,5 0 1,5 0 Bảng 1.2 Hệ số riêng đối với tải trọng khi tính toán theo TTGH nhứ nhất Dùng cho Tải trọng thƣờng xuyên Tải trọng tạm thời Tất cả các trƣờng hợp tính toán 1,0 1,0 Tác động bất lợi để chỉ trƣờng hợp tải trọng gây bất lợi cho kết cấu, tức là làm cho nội lực của kết cấu tăng lên. Tác động có lợi để chỉ trƣờng hợp tải trọng không gây bất lợi cho kết cấu, tức là làm cho nội lực của kết cấu giảm đi. 1.3.2. Tổ hợp tải trọng Tổ hợp cơ bản dùng cho trƣờng hợp thiết kế ngắn hạn hoặc dài hạn. Trong tổ hợp cơ bản này, hệ số tổ hợp đƣợc lấy nhƣ sau: Đối với tải trọng thƣờng xuyên hệ số tổ hợp  Khi Chỉ có một loại tải trọng thời  Có thể biểu thị giá trị tổ hợp của nội lực nhƣ sau    1 ,,,1,1, 1 ,, i ikioiQkQ j jkiGd QQGE  (1-2) Dấu  là chỉ các tải trọng tƣơng tự cùng tác động
• 19. giá trị của hệ số trong các tổ hợp tải trọng Tải trọng    Tải trọng trong nhà, theo loại Loại A: Nhà ở, biệt thự 0,7 0,5 0,3 Loại B: Văn phòng 0,7 0,5 0,3 Loại C: Phòng họp 0,7 0,7 0,7 Loại D: Cửa hàng 0,7 0,7 0,6 Loại E: Kho tàng 1,0 0,9 0,8 Loại F: Diện tích giao thông, trọng lƣợng phƣơng tiện < 30kN 0,7 0,7 0,6 Loại G: Diện tích giao thông, 30kN< trọng lƣợng phƣơng tiện <160kN 0,7 0,5 0,3 Loại H: Mái 0,7 0 0 Tải trọng gió tác động lên nhà cửa 0,5 0,2 0 Bảng 1.4 Hệ số f Trong các tổ hợp tải trọng tính theo TTGH 1 Trƣờng hợp tính toán Tải trọng thƣờng xuyên Gk Tải trọng tạm thời Qk Tải trọng gió Bất lợi Có lợi Bất lợi Có lợi a) Tải trọng thƣờng xuyên + một tải trọng tạm thời 1,35 1,00 1,5 0 - b) Tải trọng thƣờng xuyên + gió 1,35 1,00 - - 1,5 c) Tải trọng thƣờng xuyên + một tải trọng tạm thời ( chính ) + gió 1,35 1,00 1,5 0  với  d) Tải trọng thƣờng xuyên + một tải trọng tạm thời + gió ( chính ) 1,35 1,00  0 1,5 Tổ hợp bất thƣờng, dùng cho trƣờng hợp thiết kế bất thƣờng:
• 20.   d j jkd AGE hoặc     1 ,,2,1,2 i ikiik QQ  (1-3) Tổ hợp động đất, tƣơng ứng với trƣờng hợp thiết kế động đất:  1,1 1 ,    d j jkd AGE hoặc     1 ,,2,1,2 i ikiik QQ  (1-4) - Các tổ hợp khi tính theo trạng thái giới hạn sử dụng: Tổ hợp đặc trƣng, sử dụng cho các trạng thái giới hạn không phục hồi:    1 .1.21. 1 . i ikk j jkd QQGE  (1-5) Tổ hợp ngắn hạn, sử dụng cho các trạng thái giới hạn phục hồi:    1 .1.21.1.1 1 . i ikk j jkd QQGE  (1-6) Tổ hợp dài hạn, sử dụng để tính hiệu ứng dài hạn và biểu hiện bề ngoài của kết cấu nhƣ nứt, võng:    1 .1.2 1 . i ik j jkd QGE  (1-7) TCVN 2737 – 1995 quy định tổ hợp tải trọng 1.3.3. Bê tông: - Cƣờng độ của bê tông đƣợc xác định theo mẫu tiêu chuẩn hình trụ D = 150mm, h = 300mm. - Cƣờng độ của mẫu bê tông ứng suất trƣớc với lực nén N làm mẫu bị phá hoại: )/( 2 mmN A N f c c  (1-8) Trong đó: + Ac – là diện tích ngang của mẫu + N – Lực nén phá hoại Tiêu chuẩn EC-2 quy định cấp bền của bê tông không nhỏ hơn C30/37. Với cƣờng độ nhƣ vậy, bê tông có biến dạng co ngót nhỏ, đặc trƣng từ biến nhỏ và mô đun đàn hồi cao, làm giảm hao tổn ứng suất trong cốt thép Các giá trị trung bình của mẫu nén hình trụ theo EC-2 có thể chuyển thành mẫu lăng trụ theo tiêu chuẩn TCVN 5574:2012 nhƣ sau: ví dụ với mác C30/37, 30 là cƣờng độ chịu nén đặc trƣng fck của mẫu hình trụ tuổi 28 ngày,
• 21. mẫu hình lập phƣơng, gần đúng ta có thể chuyển đổi giữa hai loại mẫu là 37 : 30 = 1,23 1.3.4. Cốt thép cƣờng độ cao: Thanh căng ứng suất trƣớc phải đƣợc phân loại về chủng loại cốt thép: - Không có mối hàn trong sợi thép và thanh thép. Các sợi thép riêng biệt trong bó cáp có thể thực hiện các mối hàn so le chỉ trƣớc khi kéo nguội. - Các thanh căng ứng suất trƣớc phải đƣợc phân loại theo: Độ bền, biểu thị ứng suất ( fp0,1k ) tại biến dạng dƣ 0,1% và giá trị tỷ số của cƣờng độ chịu kéo và cƣờng độ biến dạng dƣ 0,1% ( fp/fp0,1k ) và độ giãn dài tải trọng lớn nhất uk . Trong tiêu chuẩn này xác định 3 chủng loại chùng cốt thép: Loại 1: Sợi hoặc bó cáp – độ chùng thông thƣờng Loại 2: Sợi hoặc bó cáp – độ chùng thấp Loại 3: Các thanh thép cán nóng và thanh thép đã qua xử lý. Độ bền Ứng suất tại biến dạng dƣ 0,1% (f0,1k) và giá trị cƣờng độ kéo theo quy định (fpk) đƣợc xác đị/nh nhƣ là giá trị đặc trƣng của lực tại biến dạng còn dƣ 0,1% và lực kéo dọc trục đặc trƣng lớn nhất chia cho diện tích danh nghĩa tiết diện ngang. Các đặc trƣng dẻo Thanh căng ứng suất trƣớc phải có đủ tính dẻo nhƣ đã quy định Có thể giả thiết thanh căng ứng suất trƣớc có đủ tính dẻo thông qua độ giãn dài nếu nó đạt đƣợc giá trị độ giãn dài tại lực lớn nhất theo qui định đã nêu trong EN 10138. Có thể giả thiết thanh căng ứng suất trƣớc có đủ tính dẻo thông qua kéo thanh căng nếu fp/fp0,1k>=k. Giá trị k kiến nghị lấy bằng 1 Trong đó: fpk – Cƣờng độ chịu nén đặc trƣng của cáp fp0,1k – Cƣờng độ chịu kéo đặc trƣng của cáp tại biến dạng dƣ 0,1%
• 22. căng trƣớc tại neo Pmax – Lực căng trƣớc tối đa Bảng 1.6 Các thông số chính của cáp ứng lực trước Loại cáp D (mm ) Fpk (N/mm2 ) Fp0,1k (N/mm2 ) P0 kN Pmax kN Thông thƣờng (STD) 15,2 12,5 1670 1770 1420 1500 177 125 167 118 Đặc biệt (SUP) 15,7 12,9 1770 2860 1500 1580 202 142 191 134 Cƣờng độ cao (DYF) 18,0 15,2 12,7 1700 1820 1860 1450 1545 1580 291 229 159 275 217 150 Các giả thiết tính toán Phân tích kết cấu đƣợc thực hiện trên cơ sở diện tích danh nghĩa của tiết diện ngang thanh ứng suất trƣớc và các giá trị đặc trƣng fp0,1k, fpk, uk . Giá trị tính toán của môđun đàn hồi Ep có thể giả thiết bằng 205 GPa đối với sợi thép và thanh thép. Phụ thuộc vào quy trình chế tạo, giá trị thực tế có thể nằm trong phạm vi 195 đến 210 Gpa. Các chứng chỉ kèm theo sản phẩm hàng hóa có thể đƣa ra giá trị thích hợp. Giá trị tính toán của môđun đàn hồi Ep có thể giả thiết bằng 195GPa đối với cáp. Phụ thuộc vào quy trình chế tạo, giá trị thực tế có thể nằm trong phạm vi 185 đến 205 GPa Các chứng chỉ kèm theo có thể đƣa ra giá trị thích hợp. Khối lƣợng thể tích trung bình của thanh căng ứng suất trƣớc, dùng cho mục đích thiết kế có thể lấy bằng 7580kg/m3 . Các giá trị nêu trên có thể giả thiết là đúng trong phạm vi thiệt độ giữa - 400 C và +1000 C đối với thanh căng ứng suất trƣớc nằm trong kết cấu đã hoàn chỉnh. Giá trị tính toán đối với ứng suất trong thép fpd đƣợc lấy bằng skpf /1,0 . Để thiết kế tiết diện ngang, có thể áp dụng các giả thiết sau đây Thiết kế dựa trên quan hệ ứng suất- biến dạng trong giới hạn đàn hồi Giá trị biến dạng giới hạn kiến nghị là:
• 23. pkkp ff Thanh căng ứng suất trƣớc trong ống lồng Trong cấu kiện đơn giản, chịu lực nhỏ nên dùng sợi thép cƣờng độ cao với đƣờng kính  3-8. Khi số lƣợng sợi thép nhiều nên sử dụng bó cáp. Trong thực tế thƣờng dùng cáp 7 sợi, đƣợc chế tạo từ 6 sợi thép xoắn quanh một sợi thẳng ở chính giữa. Cáp 7 sợi thƣờng đƣợc chế tạo từ sợi thép hoặc . Trong những cấu kiện chịu lực lớn có thể ghép các sợi cáp 7 sợi vào một ống rãnh để tạo lực lớn hơn. Hiện nay ở ta thƣờng sử dụng cáp 7 sợi theo tiêu chuẩn ASTM – A416 (Mỹ) loại cáp có cƣờng độ giới hạn nhỏ nhất là 1720 MPa và 1860 MPa Bố trí các thanh căng ứng suất trƣớc và ống lồng Khoảng cách thông thủy theo chiều ngang và chiều đứng của các thanh căng đơn theo phƣơng pháp căng trƣớc phải đảm bảo tuân theo các khoảng cách trên hình 1.2. Sự làm việc ở trạng thái giới hạn thỏa mãn về - Bê tông chịu nén tại neo - Sự phá vỡ bê tông Hình 1.5 Khoảng cách thông thủy tối thiểu trong thanh căng trước ( là đường kính thanh căng và d kích cỡ lớn nhất của cốt liệu ) - Neo của các thanh căng theo phƣơng pháp căng trƣớc - Đổ bê tông giữa các thanh căng Các yêu cầu đối với ống lồng theo phƣơng pháp căng sau: - Có thể đổ bê tông một cách an toàn, không dây hƣ hỏng ống lồng. - Bê tông có thể chịu đƣợc các lực do các phần cong của ống lồng gây ra trong quá trình căng và sau khi căng. - Vữa nhồi không rò rỉ vào trong ống lồng khác trong quá trình bơm vữa.
• 24. thông thủy tối thiểu giữa các ống lồng phải phù hợp với quy định ( hình 1.5) Hình 1.6 Khoảng cách thông thủy tối thiểu trong các ống lồng ( là đường kính ống lồng và dg kích cỡ lớn nhất của cốt liệu ) 1.3.5. Các vật liệu khác: Với loại cáp ứng lực trƣớc dính kết ( bonded ), cần phải có ống gen tạo lỗ đặt cáp. Ống gen có thể đƣợc chế tạo bằng tôn mạ kẽm hoặc bằng vật liệu chất dẻo, ống đƣợc đặt sẵn trong cấu kiện trƣớc khi đổ bê tông. Vữa bơm tạo sự dính kết và chống ăn mòn cho cáp. Thành phần của vữa bơm gồm xi măng pooclăng thƣờng hoặc xi măng đông kết nhanh, trộn với nƣớc theo một tỷ lệ nhất định. Với loại cáp ứng lực không dính kết ( unbonded ), cáp đƣợc bọc bởi vỏ bọc chất dẻo tổng hợp hoặc lớp giấy đặc biệt. Lớp vỏ bọc phải đảm bảo tính năng cơ học trong khoảng nhiệt độ -200 C đến 700 C. Vữa dùng để lấp các khe thi công, các mối nối của cấu kiện lắp ghép để làm lớp bảo vệ cốt thép và bảo vệ các đầu neo. 1.4. Yêu cầu cấu tạo dầm sàn bê tông ứng lực trƣớc Kết cấu dầm sàn bê tông ứng lực trƣớc trong nhà và công trình cần đƣợc cấu tạo đảm bảo các yêu cầu về chịu lực, về sử dụng bình thƣờng, tạo điều kiện thuận tiện cho thi công và bảo vệ kết cấu chống ăn mòn và chống cháy. * Bố trí cốt thép căng trong sàn - Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép thƣờng và thép ứng lực trƣớc. - Tính an toàn chống nứt dọc thep cáp, bó bện thép căng sau - Thuận tiện trong khi đổ và đầm bê tông
• 25. đồ bố trí cốt căng trong sàn nhiều nhịp a) b) cèt t hÐp øng suÊt t r - í c cèt t hÐp t h- êng c) d) d¶i d¶i d¶i gi÷a nhÞp t r ª n cét gi÷a nhÞp d¶i d¶i d¶i gi÷a nhÞp t r ª n cét gi÷a nhÞp d¶id¶id¶i gi÷anhÞptrªncétgi÷anhÞp Hình 1.8. Mặt bằng bố trí cốt thép trong sàn a) 100% cốt thép ULT đặt trên cột theo 2 phương có cả cốt thép thường b) 100% cốt thép ULT đặt trên cột thep 1 phương còn lại cốt thép phân bố đều c) 75% cốt thép ULT tập trung ở các dải 25% cho các dải giữa nhịp theo 2 phương d) 75% cốt thép ULT tập trung ở các dải trên 25% cho các dải giữa nhịp theo 1 phương, phương còn lại phân bố đều.
• 26. thẳng đứng là giá trị lớn hơn từ hai trị số: kích thƣớc lớn nhất của vật liệu thô cộng thêm 5mm và kích thƣớc bên trong ống gen hoặc bó thép căng theo phƣơng thẳng đứng; - Cốt thép ứng lực trƣớc trong sàn liên tục đƣợc bố trí theo Hình 1.7 - Số lƣợng cốt thép ULT đƣợc xác định theo tính toán và phân bố trong từng dải bản sàn theo các chỉ dẫn nhƣ hình (1.8) Cốt căng có vỏ bọc không bám dính đƣợc phân bố trên mặt bằng sàn phẳng không dầm và không có mũ cột nên theo tỷ lệ nhƣ hình (1.8c, d) tùy thuộc vào phƣơng chịu lực của sàn và theo các dải bản tính toán * Bố trí cốt căng trong dầm Đối với dầm đơn không phải là dầm bản rộng, cốt căng có thể cat ở vùng chịu kéo và vùng nén, nhƣng diện tích cốt căng S” ở vùng nén không đƣợc vƣợt quá ( 0,15-0,25)Asp ( 1.9a,b). as ' =(0,15 0,25)asp-.. asp p f s ' f s p f s ' f s asp a) b) c) Hình 1.9. Bố trí cốt căng trong dầm đơn
• 27. Dầm liên tục chiều cao thay đổi b) Dầm liên tục chiều cao không thay đổi; c) Dầm khung nhiều nhịp Hình 1.11. Dầm một nhịp có đầu thừa côngxon Đối với các dầm một nhịp có đầu côngxon, chiều cao thay đổi có thể bố trí thép và neo cáp theo sơ đồ hình 1.10 Trong kết cấu bê tông ứng lực trƣớc căng sau dùng cáp không bám dính hàm lƣợng cốt thép lấy nhƣ sau: - Không nhỏ hơn 0,0020Ab đối với bản sàn. - Không ít hơn 0,0030Ab đối với dầm ( không kể cốt thép đai ). Cốt thép thƣờng bổ sung nên sử dụng cốt có gờ với đƣờng kính nhƣ sau: - Không nhỏ hơn 12mm đối với bản sàn - Không nhỏ hơn 14mm đối với dầm và đƣợc bố trí gần mép của tiết diện. Khoảng cách giữa các thanh thép đƣợc lấy nhƣ sau: - Bản sàn không lớn hơn 300mm hoặc 2hs ( hs – chiều dày bản sàn ) Hình 1.13. Bố trí lưới thép và vòng xoắn 1-Cáp ULT; 2-Lưới thép; 3- Bê tông kết cấu; 4- Vòng xoắn; 5 – Đế neo 6- Bao neo; 7- Mỡ bảo vệ đầu neo; 8- Băng dính bịt đầu vào vỏ cáp - Đối với dầm không lớn hơn 400mm hoặc hai lần kích thƣớc nhỏ nhất của tiết diện. Đƣờng kính thép đai trong dầm bê tông ứng lực trƣớc đƣợc lấy nhƣ sau: - Khi hd <=800mm, đƣờng kính cốt thép đai không nhỏ hơn hd/100 - Khi chiều cao hd>800mm, cốt thép đai không nhỏ hơn 8mm
• 28. thƣờng trong sàn bê tông ứng lực trƣớc Trong sàn bê tông ứng lực trƣớc căng sau có bám dính hàm lƣợng cốt thép thƣờng không ít hơn 0,0015Ab và đƣợc phân bố đều thành hai lớp trên và lớp dƣới. Cốt thép thƣờng cấu tạo đƣợc đặt theo cả hai phƣơng, trong sàn dùng thép nhóm CII trở lên đƣờng kính không nhỏ hơn 14mm, và khoảng cách không lớn hơn 300mm. Mũ cột sàn phẳng không có mũ cốt thép bố trí theo tính toán. - Cốt dọc đặt đối xứng (As = As‟) có đƣờng kính không nhỏ hơn 12mm, cốt ngang 4 nhánh có đƣờng kính không nhỏ hơn 6mm. Chiều dài kể từ mép cột ra mỗi bên không ít hơn hai lần kích thƣớc tiết diện lớn nhất của cột dƣới. Hình 1.14. Cấu tạo các dầm chìm chống cắt trong sàn phẳng không dầm - Có thể dùng cốt thép cứng giao nhau trên đầu cột khi kích thƣớc cột nhỏ hơn 500mm, hoặc chịu tải trọng lớn. - Cốt dọc đặt đối xứng (As = As‟) có đƣờng kính không nhỏ hơn 12mm, cốt ngang 4 nhánh có đƣờng kính không nhỏ hơn 6mm. Chiều dài kể từ mép cột ra mỗi bên không ít hơn hai lần kích thƣớc tiết diện lớn nhất của cột dƣới.
• 29. neo và và bộ nối Neo và bộ nối phải đƣợc bố trí tại các vị trí thỏa mãn các yêu cầu bảo vệ và điều kiện thi công kết cấu. Trong kết cấu BTUL trƣớc căng sau có bám dính, neo và bộ nối phải đƣợc đặt tại vị trí sao cho khoảng cách từ chúng đến vị trí bó thép căng đạt trạng thái giới hạn chịu lực không nhỏ hơn độ dài truyền lực lp. Vị trí đặt neo và bộ nối trong kết cấu bê tông ứng lực trƣớc không bám dính chịu tác dụng của tải trọng lặp đi lặp lại nhiều lần cần xét đến các yếu tố mỏi của vật liệu. 1.4.1. Khoảng cách, lớp bảo vệ cốt thép Khoảng cách thông thủy giữa hai thanh cốt thép song song đặt liền kề nhau phải đƣợc bảo đảm lớn hơn đƣờng kính thanh cốt thép và lớn hơn kích thƣớc của cốt liệu cộng thêm 5mm. Bảng 1.7. Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép Theo yêu cầu chịu lửa của kết cấu. Thời gian chịu lửa (giờ) Độ dày tối thiểu lớp bảo vệ cốt thép (mm) Dầm BTƢLT Sàn BTƢLT Sƣờn BTƢLT Đơn giản Liên tục Đơn giản Liên tục Đơn giản Liên tục 0,5 20 20 20 20 20 20 1 20 20 25 20 35 20 1,5 35 20 30 25 45 35 2 60 35 40 32 55 45 3 70 60 55 45 65 55 4 80 70 65 55 75 65 Lớp bê tông bảo vệ cốt thép căng không đƣợc nhỏ hơn - 20mm trong điều kiện làm việc bình thƣờng - 35mm trong điều kiện làm việc không thuận lợi - 50mm trong điều kiện môi trƣờng khắc nghiệt. - Lớp bảo vệ bê tông bảo vệ ống gen tối thiểu là 50mm ( thép có vỏ bọc ) Đối với kết cấu bê tông cốt thép thƣờng hay bê tông ứng lực trƣớc xây dựng trong vùng ven biển cần tuân thủ thêm các chỉ dẫn trong TCXDVN
• 30. bê tông và bê tông cốt thép. Yêu cầu bảo vệ và chống ăn mòn trong môi trƣờng biển. 1.4.2. Neo Neo của các thanh thép thƣờng Neo cốt thép, để cốt thép dạng thẳng không bị tuột khỏi bê tông thì chiều dài neo cơ bản đƣợc xác định nhƣ sau:   bd sd ragb f l 4 ,  (1-9) Trong đó: sd - là ứng suất trong thanh thép tại vị trí bắt đầu đo chiều dài neo fbd – Giá trị cƣờng độ bám dính tính toán đƣợc tính theo cƣờng độ chịu kéo của bê tông có xét đến ảnh hƣởng của đƣờng kính cốt thép và điều kiện neo tốt hay xấu, đƣợc tính theo công thức sau: fbd = 1,5 fctk (1-10) Bảng 1.8. Hệ số cường độ bám dính của bê tông Fck(N/mm2 ) 12 16 20 25 30 35 40 45 50 55 60  32 mm 1,2 2,0 2,3 2,7 3,0 3,4 3,7 4,0 4,3 4,5 4,7  32 mm 1,1 1,4 1,6 1,9 2,1 2,4 2,6 2,8 3,0 3,1 3,3 Nếu trong giai đoạn neo, thanh cốt thép không thẳng thì chiều dài neo cơ bản có thể giảm bớt lớp bảo vệ cốt thép và khoảng cách giữa hai thanh thép đƣợc neo đủ lớn. Thông thƣờng vẫn có thể xác định theo công thức trên khi: 15,1 ck ssd f f  thì  bd ck radb f f l 6,4 ,  (1-10) Chiều dài neo thiết kế lbl còn phải tuân theo các yêu cầu sau: min.bbd ll  (1-11) Trong đó: lb.min – Chiều dài tối thiểu; lb.min = max { 0,6lb,rad; 10 100mm} đối với thanh chịu nén lb.min = max { 0,3lb,rad; 10 100mm} đối với thanh chịu kéo Các yêu cầu đối với vùng neo của cấu kiện căng sau:
• 31. thiết ứng suất trƣớc phân tán theo góc 2xem hình sau, bắt đầu tại cơ cấu neo, trong đó có thể giả thiết  bằng arctan2/3 Hình 1.15. Sự phân tán ứng suất trước ( A – thanh căng; arctan(2/3) = 33,70 ) Neo bộ nối dùng cho thanh căng ứng suất trƣớc Các cơ cấu neo sử dụng cho các thanh căng theo phƣơng pháp căng sau phải phù hợp với các cơ cấu đƣợc chỉ định cho hệ suất trƣớc, và chiều dài neo trong trƣờng hợp, thanh căng theo phƣơng pháp căng trƣớc phải đảm bảo sao cho có khả năng phát triển đầy đủ cƣờng độ tính toán của thanh căng, có tính đến tác động lặp bất kỳ, các tác động thay đổi nhanh chóng. Các bộ nối phải có vị trí cách xa các gối tựa trung gian. Phải tránh đặt bộ nối ở lớp hơn 50% thanh căng tại một tiết diện ngang. 1.4.3. Nối chồng Đối với cốt thép thƣờng Khoảng cách thông thủy giữa các thanh cốt thép đƣợc nối chồng không đƣợc lớn hơn 4 hoặc 50mm, nếu không thì chiều dài nối chồng phải đƣợc tăng thêm một đoạn bằng khoảng cách thông thủy đó. Khoảng cách theo chiều dọc giữa hai mối nối chồng liền kề nhau không đƣợc nhỏ hơn 2 hoặc 20mm.. Khi các yêu cầu trên đƣợc thỏa mãn có thể cho phép nối chồng 100% các thanh thép của cùng một lớp. Khi có nhiều lớp cốt thép, tỷ lệ nối chồng giảm xuống còn 50%. Chiều dài nối chông lo đƣợc tính toán theo chiều dài neo cơ bản lb.rad, trong đó tỷ lệ phần trăm cốt thép đƣợc nối chồng trong phạm vi 0,65l0. Giá trị l0 tính đƣợc phải thỏa mãn: min.00 ll 
• 32. mmll radb 200;15;63,0max .min.0  Bảng 1.9. Giá trị của 6 Tỷ lệ (%) cốt thép nối chồng so với tổng diện tích cốt thép <25% 33% 50% >50% 6 1 1,15 1,4 1,5 Hình 1.16. Nối chồng liền kề Cốt thép ngang trên vùng nối chồng: trong vùng nối chồng phải có cốt thép ngang nằm giữa cốt thép đƣợc nối và bề mặt bê tông để gia cƣờng bê tông, tránh phá hoại cục bộ. 1.4.4. Cơ cấu dẫn hƣớng Các yêu cầu đối với cơ cấu dẫn hƣớng: - Chịu đƣợc cả lực theo chiều ngang lẫn lực theo chiều dọc do thanh căng tác dụng lên nó và truyền các lực này lên kết cấu; - Trong các vùng lệch, các ống hình thành lớp vỏ bọc phải có khả năng chịu đƣợc áp lực hƣớng tâm dịch chuyển của thanh căng ứng suất không bị hƣ hỏng và không làm suy giảm chức năng của chúng; - Có thể cho phép độ lệch tính toán của thanh căng đến giá trị góc bằng 0,01 rad mà không cần sử dụng cơ cấu dẫn hƣớng. 1.4.5. Cơ cấu ứng suất trƣớc: Các đầu neo và bộ nối Neo đƣợc dùng để truyền ứng suất trƣớc lên bê tông trong vùng neo. Bộ nối dùng nối các đoạn thanh căng riêng rẽ thành liên tục. Neo và bộ nối của hệ thống ứng suất trƣớc phải tuân theo các tài liệu có liên quan của tổ chức phê chuẩn kỹ thuật Châu Âu.
• 33. bộ neo thanh căng ứng suất trƣớc và các bộ nối thanh căng ứng suất trƣớc phải có đủ độ bền, các đặc trƣng độ giãn dài và mỏi nhằm đáp ứng các yêu cầu của thiết kế. Mối nối với neo hoặc bộ nối không gây ra sự phá hoại thanh căng Độ giãn dài khi phá hoại nộ nối hoặc neo 2%. Bộ neo thanh căng không nằm ở trong vùng có ứng suất cao khác Cơ cấu neo và vùng neo Độ bền của cơ cấu neo và vùng neo phải đủ để truyền lực căng lên bê tông và sự hình thành vết nứt trong vùng neo không đƣợc làm suy giảm chức năng của neo. Thanh căng ngoài không bám dính là thanh căng đặt ở bên ngoài tiết diện bê tông nguyên thủy và nó đƣợc liên kết với kết cấu chỉ bằng neo và chi tiết hƣớng thanh căng. Bán kính cong tối thiểu của thanh căng trong vùng neo đối với thanh căng không bám dính đƣợc nêu trong các tài liệu của tổ chức phê chuẩn kỹ thuật Châu Âu. 1.5. Nhận xét: Trong bê tông ULT đã đƣợc sử dụng nhiều trong nƣớc nhƣng tiêu chuẩn thiết kế, hƣớng dẫn kỹ thuật kết cấu bê tông ULT còn thiếu, Với việc sử dụng công nghệ mới, các tiêu chuẩn thiết kế nƣớc ngoài việc tìm hiểu các tiêu chuẩn thiết kế nƣớc ngoài để ứng dụng vào trong nƣớc là cần thiết. Tìm hiểu cứu 2 tiêu chuẩn thiết kế để nêu ra những ƣu nhƣợc điểm của các tiêu chuẩn để áp dụng vào thực tế ở Việt Nam.
• 34. TÍNH TOÁN THEO CÁC TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ: 2..1. Quy trình tính toán Tiêu chuẩn Việt Nam 5574 - 2012 2.1.1. Các Phƣơng pháp xác định nội lực và chuyển vị trong kết cấu sàn Hệ sàn phẳng không dầm thƣờng đƣợc chia thành các dải trên cột và dải giữa để tính toán, theo một hay hai phƣơng nhƣ một hệ khung phẳng hay hệ khung không gian. a b c d e d c b a 1 2 3 4 3 2 1 l 2/4l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2/4 l 2 l 2 l 2 l 2 l1 ln ll Theoph-¬ngl1 D¶i gi÷a D¶i trªncét Hình 2.1. Sơ đồ phân chia các dải bản sàn Đối với kết cấu bê tông ứng lực trƣớc việc tính toán giai đoạn truyền ứng lực và giai đoạn chịu tác dụng ngắn hay dài hạn của các tải trọng thẳng đứng là hết sức cần thiết. Trong trƣờng hợp này có thể sử dụng những phƣơng pháp tính toán thực hành để xác định nội lực cho kết cấu sàn phẳng không dầm nhƣ phƣơng pháp thiết kế trực tiếp, phƣơng pháp khung tƣơng đƣơng và phƣơng pháp cân bằng tải trọng. Khi dùng một trong 3 phƣơng pháp trên, việc phân chia hệ sàn không dầm thành các hệ khung, dầm liên tục cần thực hiện các yêu cầu dƣới đây.
• 35. cột ( dải cột ) là dải có bề rộng về mỗi phía kể từ trục cột không nhỏ hơn 0,25l1 hoặc 0,25l2. Trong đó l1 và l2 là kích thƣớc ô sàn kể từ trục đến trục, đi qua tim cột. Dải cột bao gồm cả dầm, khung dầm, có thể xét thêm phần sàn hai bên hay một bên nhƣ dầm chữ T và chữ L ( hình 2.2) Dải giữa bản là dải đƣợc giới hạn bởi hai dải cột, có chiều rộng lớn. Trong trƣờng hợp bản sàn đƣợc chia theo hai chiều trực giao nhau tạo thành từng ô bản đƣợc kê lên các dải bản trên cột và đƣợc tính toán nhƣ những bản kê thông thƣờng. 2.1.1.1. Phƣơng pháp thiết kế trực tiếp Phạm vi áp dụng: - Khi sàn có tối thiểu ba nhịp liên tục theo mỗi hƣớng - Các dải trên cột, dầm có tỷ lệ chiều dài /chiều rộng không lớn hơn 2. - Chiều dài các nhịp đều nhau hoặc không chênh nhau quá 1/3 nhịp lớn. - Vị trí các cột có thể xê dịch không quá 10% chiều dài nhịp. - Hoạt tải không vƣợt quá 1,5 lần tĩnh tải. - Tỷ số độ cứng uốn của các tiết diện các dải có dầm theo hai phƣơng không nhỏ hơn 0,2 hoặc không lớn hơn 5,0 Các giá trị momen gối và moomen nhịp đƣợc xác định nhƣ sau: 8 2 2 0 nlql M  (2-1) Trong đó: q = 1,1g + 1,2p g – tải trọng bản thân p – hoạt tải tiêu chuẩn
• 36. thông thủy giữa các mép cột, mũ cột, công xon hoặc tƣờng nhƣng giá trị này không đƣợc nhỏ hơn 0,65l - Gối tựa là cột tiết diện tròn tròn hoặc đa giác đều có thể quy đổi về tiết diện vuông tƣơng đƣơng theo diện tích ( hình 2.3) 0,89h 0,93h h 0,89h h h r=0,5h h Hình 2.3. Quy đổi các tiết diện tròn, đa giác về tiết diện vuông Tổng mômen tính toán M0 xác định theo (2.1) đƣợc phân phối nhƣ sau: Đối với các tiết diện ở các nhịp bên trong của dải trên cột, hình (2.4) - Mômen âm tại tiết diện mép cột: MD = MG = MH = -0,65.M0 - Mômen dƣơng giữa nhịp lấy bằng ME = 0,35.M0 Đối với các tiết diện ở các nhịp bên trong dải giữa nhịp ( hình 2.1) - Mômen âm M3 = -0.25M0, moomen dƣơng M4 = 0,45M0 - Mômen nhịp biên M1 = -0,15M0, mômen dƣơng M2 = 0,35M0 Đối với các nhịp biên dải trên cột mômen tổng M0 đƣợc phân phối cho 3 tiết diện tại cột biên là MA mang dấu (-), mômen nhịp MB mang dấu (+) và mômen âm tại mép trái gối tựa đầu tiên MC theo các hệ số cho trong bảng 2.1 Tƣơng tự nhƣ trên có thể tiến hành phân phối mômen cho các dải theo phƣơng L2 nhƣng với giá trị mômen M0 = al1 2 /8 và ln 0,65l2 Hình 2.4. Biểu đồ mômen âm và moomen dương tại các tiết diện
• 37. SµnnhÞptrong c) T- êngBTCT cétcét SµnnhÞpbiªn SµnnhÞptrong Hình 2.5 (a,b,c): Sơ đồ gối tựa biên cho sàn phẳng không dầm Bảng 2.1. Hệ số phân phối các mômen MA, MB, MC Tại nhịp biên dài trên cột Gối tựa Sàn trên cột Sàn trên dầm Sàn ngàm vào tƣờng BTCT Sơ đồ trên hình (2.5) (1) (2) (3) Mômen âm mép gối biên MA 0,26 0,30 0,65 Mômen nhịp dƣơng MB 0,52 0,50 0,35 Mômen âm MC 0,70 0,70 0,65 2.1.1.2. Phƣơng pháp khung tƣơng đƣơng Phƣơng pháp khung tƣơng đƣơng là hệ khung phẳng hay khung không gian với các thanh ngang là các dải bản tƣơng đƣơng nên có thể tính toán bằng sự trợ giúp các phần mềm tính toán kết cấu chuyên dụng. Có thể không nhất thiết phải tính theo hệ khung không gian thay vì tính hai hệ khung phẳng riêng biệt theo hai phƣơng. Hệ sàn tính theo phƣơng pháp khung tƣơng đƣơng chỉ xét tới độ cứng của cột tầng trên và tầng dƣới kề nó. Các cột đƣợc giả thiết ngàm chặt vào sàn trên và sàn dƣới của sàn đang xét ( hình 2.6)
• 38. ggg g L1 L1L1L1L1 HdHt Hình 2.6. Sơ đồ chất tải trong khung tương đương Dầm khung tƣơng đƣơng là đƣợc lấy nhƣ sau: - Khi sàn phẳng không dầm có hoặc không có bản mũ cột, chiều rộng dầm tƣơng đƣơng cho mỗi phƣơng lấy bằng khoảng cách l1 và l2 - Khi có dầm bản rộng lấy bằng chiều rộng dầm - Chiều cao cột khung lấy bằng chiều cao tầng nhà tƣơng ứng. - Tải trọng sử dụng ( hoạt tải – p) cần đƣợc sắp xếp trên các nhịp khung theo các trƣơng hợp bất lợi nhất và các cặp nội lực bất lợi tại các dải dầm trên cột để tính toán. - Không dùng sơ đồ khung tƣơng đƣơng để tính sàn chịu tải trọng ngang. 2.1.1.3. Phƣơng pháp cân bằng tải trọng - Lực căng tính toán trong cốt thép ứng lực trƣớc đƣợc xác định nhƣ sau: + Cho phƣơng thứ nhất 1 2 1 1 8 . Z lq P td  (2-2) Xác định đƣợc giá trị tải trọng tƣơng đƣơng phân bố đều cho từng dầm hay bản có đƣờng cong cáp hƣớng về một phía trên hay dƣới theo công thức: 2 1 11 1 8 l ZP qtd  (2-3) + Tƣơng tự nhƣ trên ta có: 2 2 2 2 8 . Z lq P td  (2-4) 2 2 22 2 8 l ZP qtd  (2-5) Trong các công thức ( 2.2 đến 2.5): P1,P2 – tổng lực nén trƣớc nằm trong dải
• 39. qtd qult Cèt thÐp Ult l2 l3 P P qtt § iÓmuèn c¸ p q1 td q4 td q7 tdq3 td q6 td q2 td q5 td l1 Hình 2.7. Sơ đồ xác định tải trọng tương đương a) Cho dầm đơn; b) Đường cong uốn cáp trong dầm khung hoặc Trong dải bản sàn nhiều nhịp; c) Sơ đồ tính toán theo tải trọng tương đương P1 = n1 P0 và P2 = n2 P0 (2-6) Ở đây: n1, n2 – Số lƣợng cốt căng trong dầm, trong từng dải bản tƣơng ứng với từng phƣơng tính toán trên mặt bằng sàn: P0 – Lực nén trƣớc trong từng cốt căng Z1, Z2 – Độ lệch tâm tính toán của cốt thép ứng lực trƣớc tƣơng ứng theo phƣơng thứ nhất và thứ hai kể từ trọng tâm cốt căng đến đƣờng trọng tâm tiết diện quy đổi; L1, l2 – nhịp tính toán cửa sàn theo phƣơng thứ nhất và thứ hai Qtd – tải trọng tính toán tƣơng đƣơng 2.1.14. Phƣơng pháp phần tử hữu hạn Hiện nay, với sự phát triển của công nghệ thông tin và các phần mềm tính toán theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn, Các phần tử này đƣợc liên kết
• 40. các điểm gọi là nút. Kết cấu liên tục đƣợc chia thành một số hữu hạn. Các miền hoặc các kết cấu con đƣợc gọi là phần tử hữu hạn, chúng có dạng hình học và kích thƣớc khác nhau, tính chất vật liệu đƣợc giả thiết không thay đổi trong mỗi phần tử nhƣng có thể thay đổi từ phần tử này sang phần tử khác. Phần tử hữu hạn đƣợc phân phối với nhau để đƣa đến một lời giải tổng thể cho toàn hệ. Phƣơng trình cân bằng của toàn hệ kết cấu đƣợc suy ra bằng cách phối hợp các phƣơng trình cân bằng của các phần tử hữu hạn riêng rẽ sao cho vẫn đảm bảo đƣợc tính liên tục của toàn bộ kết cấu. Cuối cùng, căng cứ vào điều kiện biên, giải hệ phƣơng trình cân bằng để xác định giá trị các thành phần chuyển vị. Dùng để tính ứng suất và biến dạng. 2.1.2. Xác định chiều dày sàn 2.1.2.1. Hệ dầm sàn phẳng: Chiều dày bản sàn có dầm làm việc theo một hay hai phƣơng lấy theo tỷ lệ hs =(1/30-1/40)l, ở đây l chiều dài cạnh bản sàn đồng thời: - Không nhỏ hơn 18cm cho khẩu độ 6-8m - Không nhỏ hơn 22cm cho khẩu độ 9-12m cho tầng điển hình và 25cm cho sàn tầng hầm, nhà để xe Sàn có dầm bản rộng (hd/bb <0,5) thƣờng dùng cho lƣới cột 9-12m chịu lực theo một hoặc 2 phƣơng với các kích thƣớc: Chiều rộng dầm: bd = (0,25-0,50)l Chiều cao dầm hd = (1/20-1/25)l Chiều dày bản sàn còn lại lấy: hs = (1/25-1/30)l0 l- khoảng cách từ tim đến tim cột l0 – khoảng cách thông thủy giữa 2 mép dầm
• 41. không dầm có mỹ cột: Thƣờng dùng cho lƣới cột có tỷ lệ cạnh l2/l1 <=1,5 Kích thƣớc mũ cột cần thỏa mãn điều kiện chọc thủng sau: )45sinARAR.(8,0bhR75,0Q 0inc,sinc,sswswbt  ở đây: Rsw; Rs,inc tƣơng ứng là cƣờng độ tính toán cốt đai và cốt xiên Asw; As,inc tƣơng ứng là tổng diện tích cốt đai và cốt xiên b- chu vi trung bình của tháp chọc thủng xác định nhƣ sau: b = 4 x ( x + y + h0 ) Q = q x [ l1 x l2 -4x(x+h0)(y+h0) Trong đó: h0 – chiều cao tính toán Q – tổng tải trọng phân bố đều trên sàn l1; l2 kích thƣớc lƣới cột 2.1.23. Hệ sàn phẳng không dầm: Xác định theo điều kiện chọc thủng theo công thức Q<=0,75Rbtbh0 + 0,80RswAsw
• 42. toán chọc thủng sàn không dầm Trong đó: Rsw; Asw – là khả năng chống cắt của toàn bọ cốt đai cắt ngang các mặt tháp chọc thủng Rbt – cƣờng độ chịu kéo tính toán của sàn b- chu vi trung bình của tháp chọc thủng xác định theo b = 2 x (ac + bb + 2h0 ) h0 = hs – a hs – chiều dày sàn a – khoảng cách từ mép trên sàn tới trọng tâm cốt thép chịu kéo ac; bc – kích thƣớc tiết diện cột đỡ sàn 2.1. 3. Lực ứng suất trƣớc 2.1.3.1. Lực ứng suất trƣớc Giá trị lực ứng suất trƣớc ban đầu Pm0(x) ( tại thời điểm t=t0) đặt vào bê tông ngay sau khi căng và neo ( căng sau) tìm đƣợc từ lực căng Pmax tại thời điểm căng trừ đi các tổn thất tức thời )(xPi và không lớn hơn giá trị sau đây: )(.)( 00 xAxP pmpm  (2-34) Trong đó: )(0 xpm - là ứng suất trong thanh căng ngay sau khi căng
• 43. các tổn thất tức thời )(xPi , phải xét đến - Các tổn thất do biến dạng đàn hồi của bê tông elP . - Các tổn thất do chùng ngắn hạn của cốt thép rP . - Các tổn thất do ma sát )(xP Giá trị trung bình của lực ứng suất trƣớc Pm,t(x) , phải bổ sung cho các tổn thất tức thời nêu trên phải xét đến các tổn thất ứng suất trƣớc theo thời gian )(xP rsc  do co ngót và từ biến của bê tông và do chùng dài hạn của thép ứng suất trƣớc, và )()()( 0, xPxpxP rscmtm  2.1.3.2. Lực ứng suất trƣớc tối đa Lực đặt lên thanh căng Pmax (là lực tác động lên đầu thanh căng khi kéo căng) phải không đƣợc lớn hơn giá trị sau: max,max . ppAP  (2-34) Trong đó Ap – là diện tích tiết diện ngang của thanh căng max,p - là ứng suất tối đa đặt lên thanh căng )9,0;8,0min( 1,0max, kppkp ff fpk – là cƣờng độ chịu kéo đặc trƣng của cáp ứng lực trƣớc fp0,1k – là ứng suất đặc trƣng tại biến dạng dƣ 0,1% của cáp ứng lực trƣớc Cho phép vƣợt ứng suất nếu lực kích đƣợc đo chính xác đến %5,0 giá trị cuối cùng của lực ứng suất trƣớc. Trong trƣờng hợp đó lực ứng suất trƣớc tối đa Pmax có thể tăng lên đến k3.fp0,1k. 2.1.3.3. Giới hạn ứng suất trong bê tông Cƣờng độ tối thiểu fcm(t) tại thời điểm t phải bằng k4[%] Giữa cƣờng độ tối thiểu và cƣờng độ bê tông quy định với bê tông đã có toàn bộ ứng suất trƣớc, ứng suất trƣớc có thể nội suy giữa k5[%] và 100% của toàn bộ ứng suất trƣớc. Ứng suất nén bê tông trong kết cấu do lực ứng suất trƣớc và các tải trọng khác sinh ra tại thời điểm căng hoặc buông ứng suất trƣớc phải đƣợc giới hạn
• 44. đó Fck(t) – là cƣờng độ chịu nén đặc trƣng của bê tông tại thời điểm t khi chịu lực căng trƣớc. Đối với cấu kiện căng trƣớc, ứng suất tại thời điểm truyền ứng suất trƣớc có thể tăng lên thành k6fck(t) nếu có thể điều chỉnh ứng suất bằng thí nghiệm nhằm tránh vết nứt dọc. 2.1.3.4. Tải trọng cân bằng Cân bằng tải trọng là quan niệm coi ULT là một loại tải trọng nhằm cân bằng với một phần tải trọng sử dụng tác dụng lên kết cấu. Phƣơng pháp này đƣợc T.Y.Lin (1963) đề xuất và phát triển. Xét một đoạn dầm có quỹ đạo cáp parapôn. Phƣơng trình của cáp là: 2.1.4. Xác định các tổn hao ứng suất. 2.1.4.1. Giá trị giới hạn của ứng suất trƣớc: sp và ' sp tƣơng ứng trong cốt thép căng S và S‟, chƣa kể đến những tổn hao cần đƣợc chọn với độ sai lệch p sao cho thỏa mãn các điều kiện sau ser,s ' spsp Rp)(  (2-36) ser,s ' spsp R3,0p)(  (2-37) Trong trƣờng hợp căng bằng cơ học: sp05,0p  Trong trƣờng hợp không có số liệu về công nghệ chế tạo kết cấu, giá trị sp và ' sp lấy bằng 700MPa đối với thép cán nóng và 550MPa Đối với thép sợi bị uốn, ứng suất không đƣợc vƣợt quá 0,85Rs,ser. 2.1.4.2. Các tổn hao ứng suất trong cốt thép căng Theo công nghệ căng sau gồm các tổn hao ứng suất sau đây: 2.1.4.2.1. Tổn hao do chùng ứng suất trong cốt thép 1 + Đối với cốt thép sợi sp ser,s sp ch )1,0 R 22,0(    (2-38)
• 45. cốt thép thanh: 201,0 spch  (2-39) Ở đây: sp , MPa đƣợc lấy không kể đến tổn hao ứng suất. Nếu giá trị tổn hao tính đƣợc mang dấu (-) thì lấy bằng giá trị bằng 0. 2.1.4.2.2. Tổn hao do chênh lệch nhiệt độ, t Tổn hao do chênh lệch nhiệt độ không dùng trong công nghệ căng sau nên khi căng trên bê tông 0t  2.1.4.2.3. Tổn hao ứng suất do biến dạng của neo đặt ở thiết bị căng Xác định theo công thức sau: sp 21 neo E l ll   (2-40) Trong đó: 1l - biến dạng của eecu hay các bản đệm giữa các neo và bê tông lấy bằng 1mm 2l - biến dạng của neo hình côn, eecu, lấy bằng 1mm L – chiều dài cốt thép căng ( một sợi ) hoặc cấu kiện mm 2.1.4.2.4. Tổn hao ứng suất do ma sát của cốt thép với thành ống ) e 1 1(spms   (2-41) Trong đó: e – cơ số loogarit tự nhiên , : Hệ số xác định theo bảng (2.3)  - chiều dài của cốt thép tính từ thiết bị căng đến diện tích tính toán (m), hình (2.11)  - tổng góc chuyển hƣớng của trục cốt thép, radian, khi có nhiều góc chuyển hƣớng cốt thép góc  lấy bằng tổng các góc này Hình 2.11.
• 46. hệ số , để tính tổn hao ứng suất Đặc tính kết cấu Cốt thép căng Hệ số  (1/m) Hệ số (1/rad) Cốt thép kéo căng trong ống thép gơn sóng - Bó sợi thép - Cốt thép xoắn - Thanh thép 0,0033-0,0049 0,0016-0,0066 0,0003-0,0020 0,15 – 0,25 0,15 – 0,25 0,08-0,30 Cốt thép kéo căng trong vỏ bọc bằng chất dẻo - Bó sợi thép - Cốt thép xoắn 0,0033-0,0066 0,0033-0,0066 0,05-0,15 0,05-0,15 Cốt thép kéo căng trong vỏ bọc bằng chất dẻo có bôi trơn - Bó sợi thép - Cốt thép xoắn 0,0015 0,0010-0,0066 0,05-0,15 0,05-0,15 2.1.4.2.5. Tổn hao ứng suất của cốt căng sau: Đƣợc xác định theo công thức nhƣ sau: sphlg E l l n   (2-41) Trong đó: n – số lƣợng khe nối giữa các cấu kiện, kết cấu và thiết bị khác theo chiều dài cốt căng; l - Biến dạng ép sát tại mỗi khe + Với khe đƣợc nhồi bê tông, lấy mm3,0l  + Với khe ghép trực tiếp, lấy mm5,0l  l – Chiều dài cốt căng 2.1.4.2.6. Tổn hao do từ biến của bê tông: Xác định theo công thức sau: bp bp tb R ..150   khi 75,0 Rbp bp   (2-42)            375,0 R ..300 bp bp tb khi 75,0 R0 bp   (2-43) Trong đó:  - hệ số , lấy bằng 1 với bê tông khô tự nhiên 2.1.4.2.7. Tổn hao do ép cục bộ bề mặt bê tông ep Do cốt căng có dạng đai xoắn hay đai tròn khi kết cấu có đƣờng kính nhỏ hơn 3m, chỉ xét đến trƣờng hợp căng sau – căng trên bê tông exlep d22,070  (2-44)
• 47. – đƣờng kính ngoài của kết cấu, cm 2.1.4.2.8. Tổn hao do co ngót của bê tông co Lấy theo bảng 2.4 Bảng 2.4. Tổn hao ứng suất do cô ngót của bê tông Loại và Mác bê tông Trị số co MPa ứng với Trƣờng hợp căng trên bệ Trƣờng hợp căng trên bê tông Bê tông khô cứng tự nhiên Bê tông đƣợc dƣỡng hộ nhiệt Bê tông nặng 40 35 30 B35 và thấp hơn B40 50 40 35 B45 và lớn hơn 60 50 40 2.1.4.3. Tổng tổn hao ứng suất: Các tổn hao ứng suất đƣợc chia thành 2 nhóm: - Nhóm thứ nhất 11 : sảy ra trong quá trình chế tạo cấu kiện - Nhóm thứ hai: 12 : Sảy ra khi kết thúc ép bê tông Khi căng trƣớc: tbnkhmsneotch11  (2-45) eptb12  (2-46) Khi căng sau: msneo11  (2-47) eptbcn12  (2-48) Tổng tính toán tổn hao ứng suất 1211  không đƣợc lấy nhỏ hơn 100MPa. Tổn hao ứng suất do co ngót và từ biến của bê tông cần kể đến các yếu tố sau Nếu biết trƣớc thời gian chất tải của công trình thì giá trị cn đƣợc nhân với hệ số  xác định theo công thức sau nhƣng không lớn hơn 1 t3100 t    (2-49) t – thời gian tính bằng ngày, khi tính cn - kể từ lúc kết thúc đổ bê tông, khi tính tb - kể từ lúc nén bê tông
• 48. suất trƣớc trong cốt thép căng dùng trong tính toán cần đƣợc nhân với hệ số chính xác khi căng sp  1sp (2-50) Trong đó: 1,0 cho trƣờng hợp tạo ứng suất trƣớc bằng cơ học ( 1,1 ); dấu cộng “+” đƣợc lấy khi có ảnh hƣởng bất lợi của ứng suất trƣớc 1sp  Trị số ứng suất trƣớc sp và trong cốt thép thƣờng s đƣợc xác định tùy theo giai đoạn tính toán có kể đến các tổn hao ứng suất tƣơng ứng. Với ứng suất trong cốt thép căng: - Ở giai đoạn nén bê tông kể đến tổn hao 11 - Ở giai đoạn sử dụng kể đến tổn hao 11 và 12 Với cốt thép thƣờng: - Ở giai đoạn nén bê tông kể đến hao tổn tbn - Ở giai đoạn sử dụng kể đến hao tổn tbcntbn  2.1.5. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 và TTGH 2 2.1.5.1. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 1 Trạng thái giới hạn thứ nhất, thực hiện theo các trƣơng hợp: Kết cấu chịu tác dụng của tải trọng Rn, Rbt đƣợc nhân với hệ số 9,02b  Kết cấu chịu tác dụng của tất cả các tải trọng 1,12b  * Tính với tiết diện thẳng góc với trục dọc cấu kiện chịu uốn Phƣơng trình cân bằng hình chiếu: ' sp ' sp ' s s sbspspspss AARxbRARAR  (2-51) Phƣơng trình cân bằng mômen: )ah(A)'ah(ARxbZRM ' sp0 ' sp ' sp0 ' s ' sbb  (2-52) Trong đó: ' hsp ' sp 400  (MPa) (2-53) sp hệ số chính xác lấy bằng 1,1 Rs; Rs‟, Rsp – đƣợc tra bảng
• 49. sp ' sp Asp s As R R R bbxR Rb aZb ho h Hình 2.12. Tiết diện chữ nhật của cấu kiện bê tông ứng lực trước tbcomsneo12111  Với 0' sp  và 0s  Chiều cao vùng nén phải thỏa mãn: 0Rhx  Trong đó: h0 = h – a và R xác định nhƣ sau ) 1,1 1.(1 u,sc sR R        (2-54) Trong đó: bR008,0  - đƣợc lấy nhƣ sau: Bê tông nặng bằng 0,85 Rb – Tính bằng MPa sR - xác định nhƣ sau )MPa(400R spssR  ( 2-55) *Tiết diện chữ nhật chịu uốn s p h0a a' a' x h As' Asp b Asp ' As Hình 2.13. Tiết diện chữ nhật của cấu kiện bê tông ứng lực chịu uốn
• 50. kiện tiết diện chữ nhật ở vùng kéo và nén thực hiện theo 0b ' spsc ' ssc ' sp ' ssps 1 bhR AARARAR   (2-56) Nếu R1  thì điều kiện đảm bảo cƣờng độ của tiết diện là: )' p0 ' spsc ' s0 ' ssc0b ah(A)ah(AR)x5,0h(bxRM  (2-57) Trong đó: bR AARARAR x b ' spsc ' SSCssspSp6S   (2-58) Hệ số: ;6s đƣợc xác định nhƣ sau: Rc1 Rc 6s /))(1(21 /)1(212    (2-59) Trong đó: 0b ss ' spsc ' ssc c bhR ARAAR   (2-60)  - hệ số tùy thuộc vào cốt thép với sợi nhóm K-7 (D12-15), B-II (D5;6) Bp-II ( D4; 5) lấy bằng 1,15 và nếu thỏa mãn điều kiện R0h x   cƣờng độ tính toán Rs của cốt thép đƣợc nhân với hệ số điều kiện làm việc sau:     )12)(1( R 6s (2-61) ở đây 15,1 Nếu R1  thi điều kiên đảm bảo cƣờng độ của tiết diện là: )ah(A)ah(ARbhR 2 M ; p0 ' spsc ' s0 ' ssc 2 0b mR    (2-62) Trong đó: )5,01();5,01( 11mRRR  hoặc tra bảng Nếu theo công thức (2-58) nhận đƣợc x<0 thì cƣờng độ của tiết diện đƣợc kiểm tra theo điều kiện sau: )ah)(ARAR(M ' s0sssps  (2-63) Cốt thép dọc S không có cốt thép căng ở vùng nén đƣợc chọn nhƣ sau:
• 51. R RRm R RRm     theo tính toán không Diện tích cốt thép không căng biết As đƣợc xác định công thức: 06s 0ss sp hR hARM A    Nếu Rm  thì cần tăng tiết diện hoặc tăng cƣờng độ bê tông hoặc đặt thêm cốt thép thƣờng ở vùng chịu nén Diện tích cốt thép thƣờng khi biết cốt thép căng đƣợc xác định theo: )'ah(R hR)'ah(AM A 0sc 2 0b0 ' sppc sp    (2-65) Diện tích cốt thép thƣờng lấy xấp xỉ với giá trị As‟ đƣợc tính theo công thức (2-65) thì diện tích yêu cầu của cốt thép căng ở vùng kéo đƣợc xác định 0 ss ' ssc ' spsc0bR sp R ARARAbhR A   (2-66) Trong mọi trƣờng hợp khi đƣa vào tính toán giá trị S‟ diện tích cốt thép căng đƣợc xác định theo công thức sau: ssc ss ' ssc ' Ssc0bR sp R ARARAbhR A    (2-67) Trong đó đại lƣợng )( R đƣợc tra bảng phụ thuộc vào giá trị: )'ah(A)'ah(ARM s0 ' spscs0 ' sscm  (2-68) * Tiết diện chữ I và chữ T chịu uốn Thỏa mãn điều kiện: Chiều rộng cánh bf‟ không lớn hơn 1/6 nhịp và không lớn hơn. - Khi có sƣờn ngang hoặc h1,0h' f  - Khi không có sƣờn ngang ' f ' f h6.....h1,0h  - Khi có dạng côngxon với
• 52.  + ' f ' f h3........h1,0hh05,0  + h05,0h' f  ……… không kể đến cánh Điều kiện tính toán ' spsc ' ssc ' fbsssps6s AARbRARAR  (2-68) Việc tính toán phụ thuộc vào đại lƣợng sau:   0b ' spsc ' ssc ' f ' fbsssps l bhR AARhbbRARAR   (3.63) Nếu R1  thì điều kiện đảm bảo cƣờng độ chịu lực là:       ' f0 ' f ' fb0b h5,0hhbbRx5,0hbxRM    ' p0 ' spcs ' s0 ' scs ahAahAR  (2.69) Trong ®ã:   bR AARhbbRARAR x b ' spsc ' ssc ' f ' fbsssps6s   (2.70) 6s : đƣợc xác định theo công thức R ov1 R ov 6s )( )1(21 )1(212        (2.71) 0b ssc ' spsc ' ssc ' f ' fb ov bhR ARAARh)bf(R   Nếu R1  thì điều kiện đảm bảo chịu lực là:       ' f0 ' f ' f 2 0b mR h5,0hhbbbhR 2 M s    ' p0 ' spsc ' s0 ' ssc ahAa5,0hAR  (2-72)
• 53. diện yêu cầu của cốt thép thƣờng chịu nén xác định theo       ' s0sc ' f0 ' f ' sc 2 0bR ' p0 ' spsc' s ahR hhbbARbhRahAM A    ở đây: )5,01( RRR  Nếu 0 ' f R h h  thì giá trị As‟ đƣợc xác định với tiết diện chữ nhật b=bf‟ * Diện tích yêu cầu cốt căng trong vùng kéo xác định như sau: - Nếu biên nằm trong vùng kéo, tức là tuân theo điều kiện      ' p0 ' spsc ' s0 ' ssc ' f0 ' f ' fb ahAa5,0hARh5,0hhbRM  (2-73) Trong đó:  đƣợc tra bảng, công thức phụ thuộc vào giá trị     )ah(A)ah(ARh5,0hhbbRM ' p0 ' spsc ' s0 ' ssc ' f0 ' f ' fbm  Đồng thời cũng cần đảm bảo R1  2.1.5.2. Kiểm tra tiết diện theo TTGH 2 Biến dạng tƣơng đối của thớ bê tông chịu kéo ngoài cùng đạt giá trị b ser,bt c E R2  (2-75) Ứng suất trong cốt thép căng đƣợc xác định với 9,0 h'f b'f a h-xx h A R 2Rbt bt n c b sp' M sp A sp t b sp Asp'' Asp Nb b Trôc trung hßa Hình 2.14. Sơ đồ ứng suất biến dạng của tiết diện trước khi hình thành nứt * Tính toán theo sự hình thành vết nứt thẳng góc với trục cấu kiện Điều kiện không xuất hiện vết nứt: crcr MM  (2-76)
• 54. – mômen ngoại lực đặt ở phía tiết diện đang xét Mcrc – mômen kháng nứt của tiết diện trƣớc khi nứt rpplser,btcrcn MWRM  (2-77) Wcrc xác địnph theo công thức: k 0 'asb pl S xh III(2 W     (2-78) Mrp – mômen do lực nén P gây ra đi qua đỉnh lõi cần kiểm tra theo: h'f b'f h-xx h A Trôc trung hßacña sp' M P Asp b tiÕt diÖn quy ®æi eropltr lâi nÐn Hình 2.15. Sơ đồ xác định mômen Mrp )re(PM 1oprp  (2-79) r – khoảng cách từ đỉnh lõi đến trọng tâm tiết diện tƣơng đƣơng e01 – độ lệch tâm của lực P đối với trọng tâm tiết diện tƣơng đƣơng Khi xét đến biến dạng ngoài vùng đàn hồi momen kháng nứt của tiết diện có thể xác định theo công thức: ' plpl ' pl WW75,0W  (2-80) red pl y A W 8,0r  (2-81) * Tính toán theo sự khép lại vết nứt thẳng góc với trục cấu kiện Kết cấu chịu tác dụng của toàn bộ tải trọng xác định theo công thức: 1sps p01 s Z)AA( )eZ(PM    (2-82)
• 55. cách từ trọng tâm tiết diện cốt thép S đến điểm đặt hợp lực trong vùng chịu nén của tiết diện bê tông nứt. ứng suất nén nhỏ hơn 600MPa Trong đó: eop – khoảng cách từ điểm đặt lực P đến trọng tâm cốt thép. Xác định độ vồng, độ võng dầm, sàn bê tông ứng lực trƣớc - Độ vòng toàn phần của kết cấu dầm, sàn xác định với điều kiện f = fngh + fdh - fv – f (2-82) fn,ch – độ võng do tác dụng của tải tọng ngắn hạn fdh – độ vonhx do tải trọng thƣờng xuyên tác dụng dài hạn fv – độ vồng do tác động tức thời của lực nén P đặt lệch tâm fv,tb – độ vồng do tác động biến dạng từ biến Xác định độ vồng thành phần: * Độ vồng do lực nén trư v 2 op v B8 l.e.P f  (2-83) Độ vồng do từ biến: 8 l . 1 f 2 TB tb   (2-84) ở đây: sp0 ' tbtb 0 ' tbtb TB Ehh 1      Trong đó: ' tbtb; lấy bằng tổng tổn hao ứng suất do từ biến nhanh và lâu dài sp0 ' tb ' tbntbrbn tb Eh f   (2-85) Bv – độ cứng tiết diện khi không có vết nứt đƣợc xác định theo: Bv = 0,85 Ered (2-86) Độ võng: fngh và fdh xác định theo công thức:
• 56. / B1 1 1 1/ M / B3 3 3 1/ M / B5 5 5 1/ M / B2 2 2 1/ M / B4 4 4 1 2 3 M1 M3 M 4 Hình 2.16. Sơ đồ xác định chiều dài tính toán trong dầm liên tục i 2 B M slf  (2-87) Trong đó: Bi – độ cứng tiết diện khi vết nứt xuất hiện S – phụ thuộc vào tải trọng ( tra bảng ) l – chiều dài cấu kiện, dầm đơn, hoặc khoảng cách li – giữa các đoạn có mô men cùng dấu trong bản, dầm 0b ' b spss s b0 i bhE)y()AA(E Z.h B       (2-88) Ở đây Zb – cánh tay đòn nội lực ngẫu nhiên xác định theo: 0' 2 ' b h )(2 1(Z    (2-89) ở đây: 0h/'a2 cho tiết diện chữ nhật và 0'f h/h cho tiết diện chữ T Khi 0 ' f h/h tính cho tiết diện chữ nhật:     10 )TL(51 8,1 1 (2-90) 0sps bh/)AA(  (2-91)
• 57. (2-94) b0 red Rbh M L  (2-95) p0rred PeMM  (2-96) loi crc s MM M 1   (2-97) i rpplser,btcrc MWRM  (2-98) 8,0 khi tải trọng tác động ngắn hạn 4,0 khi tải trọng tác động dài hạn 9,0b  2.2. Quy trình tính toán theo tiêu chuẩn Châu Âu Eurocode 1992-1-1 2.2.1. Xác định chiều dày sàn 2.2.1.1. Xác định chiều dày sàn theo khả năng cắt thủng: Chu vi kiểm tra cơ bản đƣợc xác đinh theo sơ đồ sau: Hình 2.3. Mặt cắt chu vi kiểm tra cơ bản A
• 58. chu vi kiểm tra cơ bản cới các tiết diện cột khác nhau Chu vi kiểm tra sơ bản u1 thƣờng lấy bằng 0,2d tính từ vùng chất tải và phải dựng chu vi này sao cho chiều dài của nó là nhỏ nhất. Chiều cao tính toán của bản sàn thƣờng lấy bằng: 2 )( zy efff dd d   (2-7) Trong đó: dy và dz là các chiều cao tính toán của bản theo hai phƣơng vuông góc Các chu tuyến kiểm tra tại khoảng cách nhỏ hơn 2d phải đƣợc xem xét khi lực tập trung ngƣợc chiều với áo lực cao,. đối với vùng chất tải gần mép hay góc, chu tuyến kiểm tra phải lấy nhƣ trên hình sau, nếu chúng cho chu tuyến nhỏ hơn Hình 2.5. Chu tuyến kiểm tra gần lỗ mở, A – lỗ mở Đối với vùng chất taỉ gần mép hoặc góc, tải khoảng cách nhỏ hơn d, luôn phải bố trí cốt thép đặc biệt ở mép. Tiết diện kiểm tra tiết diện theo các chu vi kiểm tra và mở rộng qua chiều cao tính toán d.
• 59. chu tuyến kiểm tra cơ bản đối với vùng chất tải biên Đối với sàn có mũ cột hình tròn lH<2hH, việc kiểm tra ứng suất cắt thủng chỉ yêu cầu với tiết diện kiểm tra ngoài mũ cột. Khoảng cách rcoat của tiết diện này tính từ tâm cột. Rcont = 2d +lH + 0,5c (2-8) Trong đó: lH – là khoảng cách tính từ mặt cột đến mép mũ cột: c – là đƣờng kính của cột tròn Đối với tiết diện chữ nhật với mũ cột chữ nhật có lH<2hH và các kích thƣớc tổng thể l1 và l2 (l1 = c1 + 1lH1, l2 = c2 + 2lH2, l1<=l2 ), giá trị rcont có thể lấy bằng giá trị nhỏ nhất trong hai giá trị sau: 2156,02 lldrcont  và rcont = 2d + 0,69l1 (2-9) Đối với bản sàn có mũ cột rộng, trong đó lH < 2hH phải kiểm tra các tiết diện kiểm tra trong phạm vi mũ cột và trong bản sàn. Hình 2.7. Bản sàn với mũ cột rộng Tính toán cắt thủng
• 60. giá trị tính toán khẳ năng chịu cắt thủng của bản sàn có cốt thép chịu cắt thủng dọc theo tiết diện kiểm tra đang xét. - VRd,max là giá trị tính toán khẳ năng chịu cắt thủng lớn nhất của bản sàn dọc theo tiết diện kiểm tra đang xét. Việc kiểm tra thực hiện nhƣ sau Tại chu tuyến cột hoặc chu vi vùng chất tải, ứng suất cắt lơn nhất không đƣợc lớn hơn: VEd < VRd,max (2-10) Trong đó: d – là chiều cao tính toán trung bình của bản sàn, có thể lấy bằng (dy = dz)/2 trong đó dy và dz là chiều cao tính toán theo hƣớng y và z của tiết diện ui – là chiều dài của chu vi kiểm tra đang xét;  - đƣợc xác định bởi: 1 1 .1 w u V M k Ed Ed  (2-11) Trong đó: u1 – là chiều dài chu vi tiết diện kiểm tra cơ bản k – là hệ số phụ thuộc vào tỷ số giữa kích thƣớc cột c1 và c2: w1 – phù hợ với sự phân bố lực cắt minh họa trên hình .. là hàm của chu vi kiểm tra cơ bản u1:  1 0 1 u dleW (2-12) dl – là số gia chiều dài chu vi; e – là khoảng cách của dl tính từ trục tác dụng của mômen MEd. Đối với cột tiết diện chữ nhật: dcddccc c W 2164 2 2 221 2 1 1  (2-13) Trong đó: c1 – là kích thƣớc cột song song với hƣớng lệch tâm của tải trọng; c2 – là kích thƣớc cột vuông góc với hƣớng lệch tâm của tải trọng; Bảng 2.2. Các giá trị k đối với cùng chất tải chữ nhật
• 61. 2,0 3,0 k 0,45 0,60 0,70 0,80 Đối với cột tròn bên trong,  lấy nhƣ sau: dD e 4 6,01    (2-14) Trong đó: D- là đƣờng kính của cột tròn. Đối với cột chữ nhật bên trong chịu tải trọng lệch tâm so với cả hai trục có thể sử dụng biểu thức xấp xỉ nhƣ sau dây cho  22 18,1                y z z y b e b e  (2-15) Trong đó: ey và ez – là độ lệch tâm Med/VEd theo trụ y và z; by và bz – là các kích thƣớc chu vi kiểm tra cơ bản. ey là kết quả từ mômen quanh trục z, ez là kết quả từ mômen quanh trục y Khi độ lệch tâm trên cả hai phƣơng trực giao nhau, có thể các định  bằng cách sử dụng biểu thức sau đây: pare W u k u u 1 1 *1 1  (2-16) Trong đó: u1* - là chu vi kiểm tra cơ bản đƣợc rút ngắn epar – là độ lệch tâm song song với cạnh biên của bản sàn do mômen xoay quanh trục vuông góc với cạnh biên của bản sàn; k – có thể xác định theo bảng 2.6 với tỷ số c1/c2 thay bằng c1/2c2;
• 62. vi kiểm tra cơ bản rút ngắn Đối với cột tiết diện chữ nhật: 2 2 121 2 2 1 84 4 dcddccc c W  (2-17) Đối với cột góc, lực chọc thủng đƣợc giả thiết là phân bố đều dọc theo chu vi kiểm tra đƣợc rút ngắn u1*. Giá trị  : *1 1 u u  ( 2-18) Hình 2.9. Các giá trị kiến nghị đối với  ( A – Cột trong, B – Cột biên, C – Cột góc) Đối với kết cấu có ổn định ngang không phụ thuộc vào tác động khung giữa bản sàn và cột, và khi các nhịp liền kề nhau có chiều dài không sai khác nhau quá 25%, có thể sử dụng giá trị  gần đúng nhƣ hình (2.9) Khả năng chịu cắt thủng của bản sàn khi không có cốt thép chịu cắt Khả năng chịu cắt chọc thủng của bản sàn phải đƣợc xác định đối với tiết diện kiểm tra theo các quy định nêu trên, xác định theo công thức sau:
• 63. kVkfkCV   (2-19) Trong đó: fck – đƣợc tính bằng MPa 0,2 200 1  d k , d tính bằng mm; 02,0. 11  zy  ; y1 và z1 - liên quan đến thép chịu kéo bám dính tƣơng ứng theo hai phƣơng y và z. Các giá trị y1 và z1 phải đƣợc tính toán nhƣ giá trị trung bình bằng cách đƣa vào tính toán chiều rộng bản sàn bằng chiều rộng cột cộng với 3d mỗi phía. 2/)( czcycp   (2-20) Trong đó: czcy  , - là các ứng suất pháp tuyến trong bê tông tại tiết diện tới hạn theo hƣớng y và z ( dấu dƣơng theo chiều chịu nén); cy zEd yc A N , ,  và cz zEd zc A N , ,  (2-21) NEdy, NEdz – là các lực dọc cắt qua toàn bộ bƣớc gian đối với các cột trong và lực dọc cắt qua tiết diện kiểm tra đối với các cột góc. Lực có thể là do tác động của tải trọng hay ứng suất trƣớc; Ac – là diện tích bê tông theo định nghĩa về NEd. Các giá trị CRd,c, Vmin và k1 có thể tìm thấy trong phụ lục quốc gia. Giá trị kiến nghị đối với CRd,c = 0,8/ c , Vmin cho trong biểu thức sau và k = 1. 2/12/3 min 035,0 ckfkV  (2-22) Khả năng chịu cắt thủng của bản sàn khi có cốt thép chịu cắt Khi có yêu cầu cốt thép chịu cắt, phải tính toán theo biểu thức: sin)/(1()/(5,175,0 1,,, dufASdVV efywdswrcRdcsRd  (2-23) Trong đó:
• 64. diện tích của một chu vi cốt thép chịu cắt quanh cột. Sr – là khoảng cách hƣớng tâm của chu vi cốt thép chịu cắt. Fywd,ef – là cƣờng độ tính toán của cốt thép chịu cắt thủng Fywd,ef = 250 + 0,25d <= fywd d – là giá trị trung bình của chiều cao tính toán theo hƣớng vuông góc.  - là góc giữa cốt thép chịu cắt và mặt phẳng bản sàn. Nếu bố trí một đƣờng các thanh thép uốn xuống, tỷ số d/Sr trong biểu thức trên có thể lấy bằng 0,67. Liền kề với cột, khả năng chịu cắt thủng đƣợc giới hạn đến giá trị lớn nhất bằng: max, 0 Rd Ed Ed V du V V   (2-24) Trong đó: Đối với cột trong u0 = chiều dài chu vi cột. Đối với cột biên: u0 = c2 + 3d c2 +2c1 Đối với cột góc: u0 = 3d  c1 + c2 c1, c2 – là kích thƣớc cột nhƣ trên hình vẽ 2.10 Hình 2.10. Chu vi kiểm tra cơ bản rút ngắn Giá trị VRd,max Giá trị kiến nghị là 0,5vfcd Chu tuyến kiểm tra uour tại vị trí không có yêu cầu cốt thép chịu cắt ( hoặc uout,ef, xem hình 2.10) phải đƣợc tính toán theo biểu thức: ),/( ,, dVVU cRdEdefout  (2-25) Giá trị k có thể tìm thấy trong phụ lục quốc giá. Giá trị kiến nghị là 1,5 Khả năng chịu cắt thủng của bản sàn khi không có cốt thép chịu cắt:
• 65.  (2-26) Trong đó: Veff – là lực cắt hiệu dụng lấy nhƣ sau: Veff = 1,15 VEd với cột phía trong Veff = 1,4 VEd với cột biên Veff = 1,5 VEd với cột góc uc – chu vi cột fck – cƣờng độ chịu nén đặt trƣng của bê tông d – chiều cao tính toán bản sàn 2.2.1.2. Xác đinh chiều dày sàn theo điều kiện hạn chế độ võng Độ võng vồng lên bất kỳ trong ván khuôn không đƣợc lớn hơn nhịp/240 Đối với độ võng ngay sau khi thi công, thông thƣờng nhịp/500. Các giới hạn khác có thể đƣợc xem xét và phụ thuộc vào độ nhạy của các bộ phận liền kề.                2/3 00 12,35,111     ckck ffK d l nếu 0  (2-27)                , , 0 12 1 5,111 ckck ffK d l nếu 0  (2-28) Trong đó: l/d – là giới hạn tỷ số nhịp/chiều cao tiết diện k – là hệ số tính đến các hệ kết cấu khác nhau 0 - là hàm lƣợng cốt thép quy ƣớc 3 10  ckf  - là hàm lƣợng cốt thép chịu kéo theo yêu cầu tính toán tại giữa nhịp ,  - là hàm lƣợng cốt thép chịu nén theo yêu cầu tính toán tại giữa nhịp. Khi sử dụng ở các mức độ ứng suất khác nhau, các giá trị nhận đƣợc từ biểu thức trên phải nhân với s/310 . Thông thƣờng sẽ thiên về an toàn khi giả thiết nhƣ sau: